WO2000009881A1 - Dispositif de traitement de carburant evapore, de moteur a combustion interne - Google Patents

Dispositif de traitement de carburant evapore, de moteur a combustion interne Download PDF

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Naoya Takagi
Yoshihiko Hyodo
Toshimi Murai
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Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha
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    • Y02T10/12—Improving ICE efficiencies

Definitions

  • the present invention relates to a fuel vapor treatment device for an internal combustion engine.
  • a canister for temporarily storing fuel vapor, a purge control valve for controlling the amount of purge gas purged from the canister into the intake passage downstream of the throttle valve, and a purge control valve disposed in the engine exhaust passage.
  • the opening degree of the purge control valve is controlled so that the amount of gas (Z gas amount Z intake air amount) becomes the target purge rate.
  • An internal combustion engine is known in which a determined fuel vapor amount is obtained, and the fuel injection amount is reduced and corrected by an amount corresponding to the fuel vapor amount so that the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Hei 5-52-139).
  • the target purge rate is gradually increased, and the target purge rate is maintained at a constant value after a lapse of a certain period after the purge action is started.o
  • the fuel injection amount is reduced and corrected by an amount corresponding to the fuel vapor amount so that the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. That is, the fuel injection amount is reduced and corrected so that the ratio of the intake air to the sum of the fuel vapor amount and the fuel injection amount becomes the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the amount of fuel adsorbed on the activated carbon in the canister changes according to the operating state of the engine, and therefore, even if the purge rate is kept constant.
  • the amount of fuel vapor to be purged changes according to the operating state of the engine. When the amount of fuel vapor to be purged changes, the reduction rate of the fuel injection amount changes accordingly, and as a result, the ratio of the fuel vapor amount to the fuel injection amount changes.
  • the fuel vapor amount with respect to the fuel injection amount may have a large effect on combustion.
  • the ratio of the fuel vapor amount to the fuel injection amount is predetermined. It is necessary to maintain the ratio. Therefore, in such an internal combustion engine, there is a problem that the combustion deteriorates even if the purge rate is kept constant.
  • the above-described problem occurs when attention is paid to the ratio of the fuel vapor amount to the fuel injection amount, but when the viewpoint is slightly changed and attention is paid to the ratio of the purge gas amount to the fuel injection amount. Also has the following problems.
  • the purpose of keeping the purge rate constant as in the above-described known internal combustion engine is to prevent the air-fuel ratio from fluctuating when the intake air amount changes. That is, when the intake air amount changes, the purge rate changes. When this occurs, the ratio of the purge gas amount in the intake air changes, and as a result, the air-fuel ratio fluctuates. Therefore, the purge rate is kept constant so that the ratio of the amount of purge gas in the intake air does not change even if the intake air amount changes.
  • an internal combustion engine which generally performs purge control so that the purge rate becomes constant, that is, the purge gas amount increases in proportion to the intake air amount. Purge control is performed as described above.
  • the fuel injection amount is increased as the intake air amount is increased, and thereby the output of the engine is increased. That is, in this internal combustion engine, the output of the engine is controlled by increasing and decreasing the amount of intake air. In such an internal combustion engine, the fuel injection amount is increased as the intake air amount is increased. Therefore, if the amount of purge gas is increased as the intake air amount is increased, the air-fuel ratio is kept constant without fluctuation of the engine output. Can be maintained.
  • a typical example of such an internal combustion engine is a stratified combustion internal combustion engine in which an air-fuel mixture is formed in a limited region in a combustion chamber.
  • the air-fuel mixture is burned under excess air, so even if the amount of intake air is increased, the output of the engine will not increase.
  • the fuel injection amount must be increased. There is. That is, in this type of internal combustion engine, the output of the engine is controlled by increasing and decreasing the fuel injection amount.
  • the ratio of the intake air amount to the fuel injection amount increases or decreases depending on the operating state.
  • An object of the present invention is to provide an evaporative fuel treatment system for an internal combustion engine that can ensure good engine operation even when a purge gas is supplied.
  • a purge passage for purging fuel vapor generated in a fuel tank into an intake passage, and a purge control valve for controlling an amount of purge gas purged from the purge passage into the intake passage.
  • An injection amount calculating means for calculating a fuel injection amount; a setting means for setting a target value of a fuel vapor rate indicating a ratio of the fuel vapor amount in the purge gas to the fuel injection amount;
  • an evaporative fuel processing apparatus for an internal combustion engine comprising: control means for controlling at least one of a purge gas amount and a fuel injection amount so that a fuel vapor rate becomes a target value.
  • a purge passage for purging fuel vapor generated in the fuel tank into the intake passage, a purge control valve for controlling an amount of purge gas purged from the purge passage into the intake passage, and An injection amount calculating means for calculating a fuel injection amount, and a setting means for setting a target value of a purge gas rate indicating a ratio of a purge gas amount to a fuel injection amount.
  • an evaporative fuel processing apparatus for an internal combustion engine comprising: control means for controlling at least one of a purge gas amount and a fuel injection amount so that a purge gas rate becomes a target value.
  • FIG. 1 shows the overall view of the internal combustion engine
  • Fig. 2 shows the injection quantity, injection timing and air-fuel ratio
  • Fig. 3A and Fig. 3B show the map of the injection quantity
  • Fig. 4A and Fig. 4B show the injection start 5A and 5B are side sectional views of the internal combustion engine
  • FIGS. 6A and 6B are diagrams for explaining changes in the air-fuel mixture
  • FIG. 7 is a diagram showing the target fuel vapor.
  • Fig. 8 shows the target fuel vapor rates rEVR and tEVR
  • Fig. 9 shows the full open purge gas flow rate
  • Fig. 10 shows the purge gas flow rate
  • Fig. 11 shows the elapsed time Ta ( i) and Tb (i)
  • FIG. 12 is a flowchart for calculating the amount of torque fluctuation
  • FIGS. 13 and 14 are diagrams for executing purge control in the first embodiment.
  • FIG. 15 is a flowchart for controlling injection
  • FIG. 16 is an overall view showing another embodiment of the internal combustion engine.
  • 17 and 18 are flow charts for executing the purge control in the second embodiment
  • FIG. 19 is an overall view showing still another embodiment of the internal combustion engine
  • FIGS. 20 and 21 are third embodiment.
  • FIG. 22 is a flowchart for executing purge control in the example
  • FIG. 22 is an overall view showing still another embodiment of the internal combustion engine
  • FIGS. 23A and 23B are diagrams showing fuel vapor concentration and the like.
  • FIGS. 24 and 25 are flow charts for executing purge control in the fourth embodiment
  • FIG. 26 is an overall view showing a modification of the internal combustion engine
  • FIGS. 27A and 27B explain the absorption and release of NO
  • 28A and 28B are diagrams showing ⁇ absorption ⁇ and ⁇ 0 ⁇ emission ⁇ ⁇ per unit time, respectively
  • FIGS. 29 ⁇ and 29 ⁇ are diagrams showing SOx emission SB and the like per unit time, respectively.
  • 30 is a flowchart for controlling the operation of the engine
  • Fig. 31 is the NO emission control
  • FIG. 32 is a time chart showing SOx release control
  • FIG. 33 is a time chart showing a brake booster negative pressure recovery process
  • FIG. 34 is a diagram showing a target purge gas rate tPGR.
  • FIG. 35 is a diagram showing target purge gas rates rPGR and tPGR
  • FIG. 36 and FIG. 37 are flowcharts for executing purge control
  • FIG. 38 is an overall view showing a modification of the internal combustion engine.
  • 39 is a flowchart for controlling the operation of the engine
  • FIG. 40 is a timing chart showing NOx release control
  • FIG. 41 is a timing chart showing SOx release control
  • FIG. 42 is a negative chart of the brake booster. This is a time chart showing the pressure recovery process.
  • 1 is the body of a stratified combustion internal combustion engine
  • 2 is a cylinder block
  • 3 is a cylinder head
  • 4 is a piston
  • 5 is a combustion chamber
  • 6 is a cylinder.
  • 7 is a spark plug located at the center of the inner wall of cylinder head 3
  • 8 is an intake valve
  • 9 is an intake port
  • 10 is an intake port
  • An exhaust valve 11 indicates an exhaust port.
  • the intake port 9 is connected to a surge tank 13 via a corresponding intake branch 12, and the surge tank 13 is connected to an air cleaner 15 via an intake duct 14.
  • a throttle valve 17 driven by a step motor 16 is arranged.
  • the exhaust port 11 is connected to the exhaust manifold 18.
  • the exhaust manifold 18 and the surge tank 13 are connected to each other via an exhaust gas recirculation (hereinafter referred to as EGR) passage 19, and an electronically controlled EGR control valve 20 is disposed in the EGR passage 19.
  • EGR exhaust gas recirculation
  • the internal combustion engine includes a canister 22 having activated carbon 21 incorporated therein.
  • the canister 22 has a fuel vapor chamber 23 and an air chamber 24 on both sides of the activated carbon 21, respectively.
  • the fuel vapor chamber 23 is connected on the one hand to a fuel tank 26 via a conduit 25 and on the other hand a surge tank via a conduit 27 Linked in 1 3 Disposed within conduit 27 is a purge control valve 28 which is controlled by the output signal of electronic control unit 40.
  • the fuel vapor generated in the fuel tank 26 is sent into the canister 22 via the conduit 25 and is adsorbed on the activated carbon 21.
  • the purge control valve 28 is opened, air is sent from the atmosphere chamber 24 through the activated carbon 21 and into the conduit 27.
  • the fuel vapor adsorbed on the activated carbon 21 is desorbed from the activated carbon 21, and thus the air containing the fuel vapor, that is, the purge gas, passes through the conduit 27. Purged into surge tank 13.
  • the exhaust manifold 18 is connected to, for example, a catalyst converter 29a containing a three-way catalyst, and the catalyst converter 29a is connected to still another catalyst converter 29b.
  • the electronic control unit 40 is composed of a digital computer, and is connected to each other by a bidirectional bus 41, R0M (read only memory) 42, RAM (random access memory) 43, and CPU (micro processor). 44), an input port 45 and an output port 46.
  • a pressure sensor 30 that generates an output voltage proportional to the absolute pressure in the surge tank 13 is disposed in the surge tank 13.
  • the AD converter 47 corresponding to the output voltage of the pressure sensor 30 corresponds to the pressure sensor 30.
  • a water temperature sensor 31 that generates an output voltage proportional to the engine cooling water temperature is attached to the engine body 1, and the output voltage of the water temperature sensor 31 is applied to the input port 45 via the corresponding AD converter 47. Is input to
  • a fuel vapor concentration sensor 32 for detecting the concentration of the fuel vapor in the purge gas is disposed in the conduit 27.
  • the fuel vapor concentration sensor 32 is an air-fuel ratio sensor that detects the air-fuel ratio of the purge gas.
  • the output signal of the air-fuel ratio sensor 32 is input to the input port 45 via the corresponding AD converter 47.
  • the output signal of the atmospheric pressure sensor 33 for detecting the atmospheric pressure is input to the input port 45 via the corresponding AD converter 47.
  • the accelerator pedal 34 is connected to a load sensor 35 that generates an output voltage proportional to the amount of depression L of the accelerator pedal 34, and the output voltage of the load sensor 35 is input to the input port 45 via the corresponding AD converter 47. Is done.
  • the input port 45 is connected to a crank angle sensor 36 that generates an output pulse every time the crank shaft rotates, for example, by 30 °.
  • An air-fuel ratio sensor 37 is disposed in the exhaust manifold 18, and an output signal of the air-fuel ratio sensor 37 is input to an input port 45 via a corresponding AD converter 47.
  • the output port 46 is connected to the fuel injection valve 6, the spark plug 7, the step module 16, the EGR control valve 20, and the page control valve 28 via the corresponding drive circuit 48.
  • the horizontal axis L indicates the amount of depression of the accelerator pedal 34, that is, the required load.
  • the average air-fuel ratio A / F is lean, and when the required load L increases, the average air-fuel ratio AZF becomes the stoichiometric air-fuel ratio, and when the required load L further increases,
  • the average air-fuel ratio A / F is defined as the rich.
  • the operating region where fuel injection Q2 is performed only at the end of the compression stroke, the operating region where fuel injections Q1 and Q are performed twice, and the operating region where fuel injection Q1 is performed only at the beginning of the intake stroke are as follows: It is not determined only by the required load L, but is actually determined by the required load L and the engine speed.
  • the basic injection amount Q2 of the fuel injection at the end of the compression stroke is stored in advance in the R0M42 as a function of the depression amount L of the accelerator pedal 34 and the engine speed N in the form of a map as shown in Figure 3A.
  • the basic injection amount Q1 of the fuel injection at the beginning of the intake stroke is also stored in the R0M42 in advance in the form of a map as shown in Fig.3B as a function of the depression amount L of the accelerator pedal 34 and the engine speed N. ing.
  • the injection start timing S S2 of the fuel injection at the end of the compression stroke is also stored in the R0M42 in advance in the form of a map as shown in FIG. 4A as a function of the depression amount L of the accelerator pedal 34 and the engine speed N.
  • the injection start timing 0 S1 of the fuel injection at the beginning of the intake stroke is also a function of the depression amount L of the accelerator pedal 34 and the engine speed N in the form of a map as shown in Fig. 4B. It is stored in R0M42.
  • FIGS. 5A and 5B show the case where the fuel injection Q2 is performed only when the required load L is smaller than L, (FIG. 2), that is, only at the end of the compression stroke.
  • FIG. 5B shows a case where the required load L is higher than that of FIG. 5A, that is, a case where the injection amount is large.
  • a cavity 5a is formed on the top surface of the piston 4, and at the end of the compression stroke, the bottom wall of the cavity 5a from the fuel injection valve 6. Fuel is injected toward. This fuel is The mixture 5 is guided by the peripheral wall surface of the bitty 5 a toward the spark plug 7, whereby an air-fuel mixture G is formed around the spark plug 7.
  • the space in the combustion chamber 5 around the air-fuel mixture G is filled with air or a mixed gas of air and EGR gas, and therefore, when the required load L is smaller than L, (FIG. 2).
  • the mixture G is formed in a limited area in the combustion chamber 5.
  • the mixture G formed around the spark plug 7 is ignited by the spark plug 7.
  • the mixture G if the mixture G is too thin, the mixture G will not ignite, thus causing misfire.
  • the air-fuel mixture G is too rich, a force is attached to the electrode of the ignition plug 7, and the ignition current leaks through the force. As a result, the ignition energy is reduced, thus also causing a misfire. That is, in order to ensure good ignition by the spark plug 7, it is necessary to form an air-fuel mixture G having an optimum concentration around the spark plug 7.
  • the volume occupied by the mixture G When the volume occupied by the mixture G is the same, the concentration of the mixture G increases as the fuel injection amount increases. Therefore, in order to form an optimal mixture G around the spark plug 7, the volume occupied by the mixture G must be increased as the fuel injection amount increases. In other words, the air-fuel mixture G must be diffused as the fuel injection amount increases. In this case, the earlier the injection timing, the more the air-fuel mixture diffuses. Therefore, in the embodiment according to the present invention, as shown in FIG. 2, as the required load L increases, that is, as the injection amount increases, the injection start timing ⁇ S2 is advanced. As a result, as shown in FIG. 5B, when the injection amount is large, the volume occupied by the air-fuel mixture G is larger than when the injection amount is small, as shown in FIG. 5A.
  • the injection start timing ⁇ S2 is advanced as the engine speed N increases. That is, in the embodiment according to the present invention, the injection start timing 0 S2 is determined so that the mixture G having the optimum concentration is formed around the ignition plug 7.
  • the injection start timing 0 S2 is determined so that the mixture G having the optimum concentration is formed around the ignition plug 7.
  • fuel injection is performed twice. In this case, a lean mixture is formed in the combustion chamber 5 by the first fuel injection Q 1 performed at the beginning of the intake stroke. Then, the second fuel injection Q 2 performed at the end of the compression stroke forms an air-fuel mixture having an optimum concentration around the spark plug 7. This air-fuel mixture is ignited by the spark plug 7, and the ignition flame causes the lean air-fuel mixture to burn.
  • the required load L is homogeneous mixture of Li Ichin or stoichiometric or re Tutsi air in by Uni combustion chamber 5 as shown in FIG. 2 is formed when larger than L 2, the homogeneous mixture is It is ignited by spark plug 7.
  • the basic fuel amount is determined from the map shown in FIG. 3A.
  • the purge gas purged to the surge tank 13 is a mixed gas of air and fuel vapor, and the fuel vapor in the purge gas is burned in the combustion chamber 5. That is, the fuel vapor is used to generate the output of the engine similarly to the injected fuel. Therefore, in the embodiment according to the present invention, the amount obtained by subtracting the fuel vapor amount from the basic fuel amount Q 2 calculated from the map shown in FIG. 3A is the injection amount to be actually injected.
  • the purge amount of the purge gas is reduced, the adsorption capacity of the activated carbon 21 is saturated, and therefore, it is preferable to increase the purge amount of the purge gas as much as possible.
  • this purge gas ie, fuel The air diffuses throughout the combustion chamber 5. Therefore, as described above, when the injection amount is reduced as the fuel vapor amount increases, the concentration of the air-fuel mixture G formed around the ignition plug 7 decreases as the purge gas amount increases. In this case, if the concentration of the mixture G becomes too low, a misfire will occur, so that the concentration of the mixture G can be reduced only to a certain limit.
  • the amount of fuel vapor purged is reduced when the injection amount is small, and the amount of fuel vapor purged is increased when the injection amount is large. That is, the amount of fuel vapor purged is increased as the injection amount increases.
  • the fuel vapor amount can be increased in proportion to the injection amount. That is, the fuel vapor ratio indicating the ratio of the fuel vapor amount to the injection amount can be made constant. However, it is preferable to change the fuel vapor rate according to the injection amount, especially when the air-fuel mixture is formed in a limited area in the combustion chamber 5. Next, this will be described with reference to FIGS. 6A and 6B.
  • FIGS. 6A and 6B schematically show the amount of air-fuel mixture in the combustion chamber 5.
  • FIG. 6A corresponds to FIG. 5A
  • FIG. 6B corresponds to FIG. 5B. That is, FIG. 6A shows a case where the injection amount is small, and thus the air-fuel mixture is formed only near the spark plug 7, and FIG. 6B shows a case where the injection amount is large and the air-fuel mixture is dispersed. Is shown.
  • the solid line G indicates the amount of air-fuel mixture when the purging operation is not performed
  • the broken line G ' indicates the case where the fuel vapor is purged at the same fuel vapor rate.
  • 5 shows the amount of air-fuel mixture collected around the ignition plug 7
  • the broken line V shows the amount of fuel vapor dispersed throughout the combustion chamber 5. Spark plug when fuel vapor is purged
  • the mixed gas amount G 'collected around 7 is the sum of the mixed gas amount formed by the injected fuel and the fuel vapor amount V.
  • Fig. 6A only a small amount of the total fuel vapor amount V is superimposed on the air-fuel mixture formed by the injected fuel. Considerably less.
  • Fig. 6B most of the total fuel vapor amount V is superimposed on the air-fuel mixture formed by the injected fuel.
  • the fuel vapor rate must be smaller than in the case shown in Fig. 6B.
  • the target fuel vapor rate t EVR is increased as the basic injection amount Q increases.
  • the horizontal axis N indicates the engine speed
  • the dashed line X indicates the boundary between the region where the average air-fuel ratio AZF is lean and the region where the average air-fuel ratio AZF is the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the target fuel vapor ratio increases as the injection amount Q increases.
  • the target fuel vapor rate t EVR shown in FIG. 7 is stored in the R0M42 in advance in the form of a map as a function of the injection amount Q and the engine speed N.
  • the target fuel vapor rate t EVR shown in FIG. 7 is an example, and the target fuel vapor rate t EVR can be set to 40% or more.
  • the target fuel vapor rate tEVR shown in Fig. ⁇ indicates the target fuel vapor rate a short time after the purge action started, and the target fuel vapor rate immediately after the purge action started.
  • the power ratio rEVR is gradually increased as shown in Fig. 8.
  • the PG (1) on the horizontal axis indicates the integrated value of the flow rate of the purge gas purged into the surge tank 13 after the purge action is started.
  • the smaller one of rEVR and tEVR shown in FIG. 8 is set as the target fuel vapor rate EVR. Therefore, it can be seen that when the purge action is started, the target fuel vapor rate EVR is gradually increased along with rEVR until reaching tEVR.
  • FIG. 9 shows the purge gas flow rate per unit time when the purge control valve 28 is fully opened, that is, the fully opened purge gas flow rate (PG100C 1 sec).
  • This fully open purge gas flow rate PG100 (1 / sec) is a function of the pressure difference (PA-PM) between the atmospheric pressure PA and the absolute pressure PM in the surge tank 13 as shown in FIG.
  • the purge control valve 28 is controlled based on the ratio of the time during which the purge control valve 28 should be opened within a certain time, that is, based on the duty ratio DUTY. As shown in Fig.
  • the purge gas flow rate per unit time (1 Z sec) is proportional to the duty ratio DUTY (%). Therefore, the actual purge gas flow rate (1 / sec) can be calculated by multiplying the fully open purge gas flow rate (1Zsec) shown in Fig. 9 by DUTY (%) / 100%. / sec), an integrated value ⁇ ⁇ ⁇ PG (1) of the purge gas flow rate can be obtained. Note that the relationship shown in FIG. 9 is stored in advance in R0M42.
  • the target fuel vapor amount relative to the basic injection amount that is, if the target fuel vapor rate is EVR and the engine speed is N
  • the basic injection amount per unit time is Q -Since it is expressed as N / 60 (g / sec)
  • the amount of fuel vapor per unit time EVQ (g Zsec required to make the fuel vapor rate the target fuel vapor rate EVR ) Is represented by the following equation.
  • the target duty ratio DUTY is expressed by the following equation.
  • the fuel vapor concentration PV (g / 1) is obtained from the air-fuel ratio AZF detected by the air-fuel ratio sensor 32. That is, assuming that the flow rate of purge gas per unit time is PG (1 / sec) and the amount of fuel vapor purged per unit time is FUEL (g / sec), the fuel vapor concentration PV is It is expressed by an equation.
  • PV FUEL (g / sec) / PG (1 / sec) If the air flow rate in the purge gas flow rate PG (1 / sec) is AIR (1 / sec) and the fuel vapor flow rate in the purge gas flow rate PG (1 / sec) is FUEL (1 / sec), the fuel The vapor concentration PV is given by the following equation.
  • PV FUEL (g / sec) / (AIR (1 / sec) + FUEL (1 / sec)) where the density of air is pa (gZl) and the density of fuel is; of (g / 1) Then, the above equation becomes as follows.
  • PV FUEL (g / sec) / (MR (g se) Z pa + FUEL (g / sec) / P f)
  • PV 1 / (AIR (gZsec) ZFUEL (g / sec) / pa + 1 / p p) where AIR (gZsec) / FUEL (gZsec) indicates the air-fuel ratio of the purge gas. If the air-fuel ratio is AZF, the above equation is as follows.
  • PV 1 / ((A / F) / pa + l / pi
  • the fuel vapor concentration PV can be obtained.
  • the air-fuel ratio A / F of the purge gas is detected by the air-fuel ratio sensor 32. Therefore, the fuel vapor concentration is determined from the air-fuel ratio A / F detected by the air-fuel ratio sensor 32. PV (g / 1) can be obtained.
  • the duty ratio DUTY is calculated based on the following equation as described above.
  • the duty ratio DUTY of the purge control valve 28 is the duty ratio DUTY calculated from the above equation, the fuel vapor rate becomes the target fuel vapor rate EVR.
  • the target fuel vapor rate EVR is the smaller of rEVR and t EVR shown in Fig. 8.
  • the smaller value of rEVR and t EVR shown in FIG. 8 can be used as it is as the target fuel vapor rate EVR.
  • the target fuel vapor ratio EVR is gradually increased toward rEVR or t EVR as long as the engine output torque fluctuation does not exceed a predetermined fluctuation amount.
  • the target fuel vapor rate EVR is maintained at rEVR or t EVR as long as the fluctuation does not exceed a predetermined amount. In this case, if the output torque fluctuation of the engine becomes larger than a predetermined fluctuation amount, the target fuel vapor rate EVR is reduced.
  • the target fuel vapor rate EVR is controlled based on the torque fluctuation amount of the engine output. Therefore, an example of a method of calculating the amount of torque fluctuation will be schematically described below.
  • the angular velocity of the crankshaft during the rotation of the crankshaft from compression top dead center (hereinafter referred to as TDC) to 30 ° after compression top dead center (hereinafter referred to as ATDC) is defined as the first angular velocity.
  • the angular velocity is ATDC 60.
  • the angular velocity of the crankshaft during rotation from to ATDC 90 ° is referred to as the second angular velocity ⁇ b.
  • the angular velocity of the crankshaft depends on the combustion pressure.
  • the first angular velocity ⁇ a is increased to the second angular velocity ⁇ b.
  • crank angle sensor 36 generates an output pulse every time the crank shaft rotates by 30 ° crank angle, and the crank angle sensor 36 further outputs the cylinder # 1, # 2, # 3, # 4 compression top dead center
  • crank angle sensor 36 It is arranged to generate an output pulse at TDC. Therefore, the crank angle sensor 36 generates an output pulse every 30 ° crank angle from the TDC of each cylinder # 1, # 2, # 3, # 4. Note that the ignition order of the internal combustion engine used in the present invention is 1-3 3-4 o
  • the vertical axis T30 represents the elapsed time of the 30 ° crank angle from when the crank angle sensor 36 generates an output pulse to when the next output pulse is generated.
  • Ta (i) is TDC30 from ATDC30 of the i-th cylinder.
  • Tb (i) is the ATDC60 of the i-th cylinder.
  • the elapsed time from to ATDC90 ° is shown. Therefore, for example, Ta (l) indicates the elapsed time from TDC of cylinder 1 to ATDC 30 °, and Tb (1) indicates the elapsed time from cylinder ATDC 60 ° to ATDC 90 ° of cylinder 1. .
  • crank angle ZTa (i) represents the first angular velocity in the i-th cylinder
  • 30 ° crank angle / Tb (i) represents the second angular velocity in the i-th cylinder.
  • FIG. 12 shows a routine for calculating the torque fluctuation amount. This routine is executed by interruption every 30 ° crank angle.
  • step 100 it is determined whether or not the i-th cylinder is currently at ATDC 30 °. If it is not the current i-th cylinder ATDC30 °, the process jumps to step 102 to determine whether the current i-th cylinder is ATDC90 °. If the current position is not ATDC90 ° for cylinder i, complete the processing cycle.
  • step 100 if it is determined in step 100 that the ATDC of the i-th cylinder is currently 30 °, the process proceeds to step 101, and the TDC of the i-th cylinder is obtained from the difference between the current time ⁇ and the time TIME 0 before the 30 ° crank angle. The elapsed time Ta (i) from to ATDC30 ° is calculated.
  • step 102 when it is determined in step 102 that the ATDC of the i-th cylinder is 90 °, the process proceeds to step 103 to calculate the ATDC60 of the i-th cylinder from the difference between the current time TIME and the time TIME 0 30 ° before the crank angle.
  • the elapsed time Tb (i) from ° to ATDC 90 ° is calculated.
  • step 104 the generated torque DN (i) of the i-th cylinder is calculated based on the following equation.
  • step 105 the torque variation DLN (i) during one cycle of the same cylinder is calculated based on the following equation.
  • DN (i) j represents the generated torque of the main cylinder one cycle (720 ° crank angle) before DN (i).
  • step 106 the count value C is incremented by one.
  • step 107 it is determined whether or not the count value C has become 4, that is, whether or not the torque fluctuation amount DLN (i) has been calculated for all the cylinders.
  • step 109 the count value C is set to zero.
  • step 200 it is determined whether or not the purge condition is satisfied. For example, when the engine cooling water temperature is 80 ° C or more and 30 seconds have elapsed after the engine is started, it is determined that the purge condition has been satisfied. When the purge condition is satisfied, the routine proceeds to step 201, where it is determined whether or not the supply of fuel is stopped. If the fuel supply has not been stopped, the routine proceeds to step 202.
  • step 202 the fully open purge gas flow rate PG100 is calculated from the relationship shown in FIG. 9 based on the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 and the absolute pressure PM detected by the pressure sensor 30.
  • step 203 the purge gas flow rate PG per unit time is calculated from the following equation using the current duty ratio DUTY.
  • the purge gas flow rate PG is added to the accumulated value of the purge gas flow rate ⁇ PG.
  • the target fuel vapor rate r EVR is calculated from the relationship shown in FIG. 8 based on the integrated value ⁇ ⁇ ⁇ PG of the purge gas flow rate.
  • the target fuel vapor rate t EVR is calculated from the relationship shown in FIG.
  • the smaller of rEVR and tEVR is set as the allowable maximum value MAX of the target fuel vapor rate.
  • the torque fluctuation SM is set to a predetermined fluctuation SM. It is determined whether or not it is larger than. SM ⁇ SM.
  • SM a constant value ⁇ 1 is added to the target fuel vapor rate EVR.
  • the routine proceeds to step 210, where the constant value ⁇ 2 is subtracted from the target fuel vapor rate EVR.
  • step 211 it is determined whether or not the target fuel vapor rate EVR is larger than the allowable maximum value MAX. If EVR ⁇ MAX, the routine proceeds to step 212, where the allowable maximum value MAX is set as the target fuel vapor rate EVR.
  • the basic injection amount Q is calculated from the maps shown in FIGS. 3A and 3B.
  • the basic injection amount Q is equal to Q 2 in the region of L ⁇ L, and is the sum of Q 1 and Q 2 in the region of L, ⁇ L ⁇ L 2, and Q in the region of LL 2 Equal to 1.
  • the fuel vapor amount EVQ to be purged per unit time is calculated from the following equation using the basic injection amount Q, the target fuel vapor rate EVR and the engine speed N.
  • step 215 the air-fuel ratio A / F detected by the air-fuel ratio sensor 32 is read.
  • step 216 the fuel vapor concentration PV in the purge gas is calculated from the air-fuel ratio AZF based on the following equation.
  • PV 1 / ((A / F) / 3a + 1 /) f)
  • step 217 the duty ratio DUTY required to make the fuel vapor rate the target fuel vapor rate EVR is calculated based on the following equation.
  • step 218 it is determined whether the duty ratio DUTY is 100% or more.
  • the duty is 100%, go to step 221 and EVI ⁇ ⁇
  • the final target fuel vapor rate is t EV.
  • the routine proceeds to step 219, where the duty ratio DUTY is set to 100%.
  • the routine proceeds to step 220, where the final target fuel vapor ratio t EV is calculated based on the following equation. .
  • t EV PG 100PV / (QN / 60)
  • step 200 determines whether the purge condition is not satisfied, or if it is determined in step 201 that the supply of fuel has been stopped.
  • the routine proceeds to step 222, where the duty ratio DUTY is made zero, and At 223, the final target fuel vapor rate t EV is set to zero. At this time, the purging operation is stopped.
  • FIG. 15 shows a routine for controlling fuel injection, and this routine is repeatedly executed.
  • step 300 it is determined whether or not only the fuel injection Q2 is performed.
  • the routine proceeds to step 301, where the basic injection amount Q2 is calculated from the map shown in FIG. 3A.
  • step 302 the final injection amount t Q2 is calculated based on the following equation.
  • the injection start timing ⁇ S2 is calculated from the map shown in FIG. 4A, and the injection completion timing ⁇ E2 is calculated from the injection start amount 2S2 and the engine speed N.
  • step 300 when it is determined in step 300 that only the fuel injection Q2 has not been performed, the routine proceeds to step 304, where it is determined whether or not the fuel injections Q1 and Q2 are performed. Fuel injection Q 1 and Q 2 are performed In step 305, the basic injection amounts Q1 and Q2 are calculated from the maps shown in FIGS. 3A and 3B. Next, at step 306, the final injection amount tQl is calculated based on the following equation.
  • the final injection amount tQ2 is calculated based on the following equation.
  • the injection start timing e Sl, 0 S2 is calculated from the map shown in FIGS. 4A and 4B, and the injection is completed from these 0 S1, 0 S2, the injection amounts Ql, Q2, and the engine speed N. Timing ⁇ 1 and ⁇ ⁇ 2 are calculated.
  • step 304 when it is determined in step 304 that the fuel injections Q1 and Q2 have not been performed, the routine proceeds to step 309, where the basic injection amount Q1 is calculated from the map shown in FIG. 3B.
  • step 310 the final injection amount tQl is calculated based on the following equation.
  • the injection start timing ⁇ S1 is calculated from the map shown in FIG. 4B, and the injection completion timing ⁇ E1 is calculated from the 0 S1, the injection amount Q1, and the engine speed N.
  • 16 to 18 show a second embodiment.
  • an air-fuel ratio sensor 50 is disposed in the surge tank 13, and an air flow meter 51 for detecting the amount of intake air is disposed in the intake duct 14. Is done.
  • the fuel vapor concentration PV (gZ1) of the purge gas is calculated from the intake air amount GA (1 / sec) and the air-fuel ratio AZF of the intake gas. It is.
  • the target duty ratio DUTY of the purge control valve 28 is calculated based on the following equation.
  • EVQ EVR ⁇ Q ⁇ N / 60
  • PG100 is obtained from the relationship shown in Fig. 9, so that the fuel vapor concentration PV (gZ1) in the purge gas is the same as in the first embodiment. Is obtained, the duty ratio DUTY is obtained.
  • the fuel vapor concentration PV (g / 1) is detected by the air-fuel ratio AZF of the intake gas detected by the air-fuel ratio sensor 50 and by the air flow meter 51. Calculated from intake air flow GA (1 / sec). That is, if the purge gas flow rate per unit time is PG (1 Zsec) and the fuel vapor volume per unit time is FUEL (g / sec), the fuel vapor concentration PV is Is given by
  • PV FUEL (g sec) / PG (1 / sec)
  • PV [ ⁇ Z ((A / F) /? A + l Zp f)] ⁇ [GA (1 Zsec) / PG (1 / sec) + 1]
  • the intake air flow rate GA (1 Zsec) is detected by the air flow meter 51, and the purge gas flow rate PG (1Zsec) is the same as the fully open purge gas flow rate PG100 shown in FIG. It can be calculated from the following equation using the duty ratio DUTY.
  • the fuel vapor amount PV can be obtained.
  • the air-fuel ratio AZF of the intake gas is detected by the air-fuel ratio sensor 50. Therefore, the fuel vapor concentration PV is calculated from the air-fuel ratio AZF detected by the air-fuel ratio sensor 50. (g / 1).
  • the duty ratio DUTY of the purge control valve 28 is the duty ratio DUTY calculated from the above equation, the fuel vapor rate becomes the target fuel vapor rate EVR.
  • a purge control routine for executing the second embodiment will be described with reference to FIGS.
  • the routines shown in FIGS. 17 and 18 differ from the routines shown in FIGS. 13 and 14 in steps 415 and 416, and the other steps are the same as those in FIGS. 13 and 14. It is.
  • step 400 it is determined whether or not the purge condition is satisfied. For example, when the engine cooling water temperature is 80 ° C or higher and 30 seconds have elapsed after the engine started, it is determined that the purge condition has been satisfied.
  • the routine proceeds to step 401, where it is determined whether or not the supply of fuel is stopped.
  • step 402.In step 402 based on the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 and the absolute pressure PM detected by the pressure sensor 30, the relationship shown in FIG.
  • the fully open purge gas flow rate PG100 is calculated.
  • step 403 the purge gas flow rate PG per unit time is calculated from the following equation using the current duty ratio DUTY.
  • the purge gas flow rate PG is added to the sum of the purge gas flow rates ⁇ PG.
  • the target fuel vapor rate rEVR is calculated from the relationship shown in FIG. 8 based on the integrated value ⁇ ⁇ ⁇ PG of the purge gas flow rate.
  • the target fuel vapor rate t EVR is calculated from the relationship shown in FIG.
  • rEVR and t EVR The smaller one is the maximum allowable value MAX of the target fuel vapor rate.
  • step 408 it is determined whether or not the torque fluctuation amount SM is larger than a predetermined fluctuation amount SMo.
  • SM ⁇ SM a constant value ⁇ 1 is added to the target fuel vapor rate EVR.
  • SM> SM the routine proceeds to step 410, where the constant value ⁇ 2 is subtracted from the target fuel vapor rate EVR.
  • step 411 it is determined whether or not the target fuel vapor rate EVR is larger than the allowable maximum value MAX. If EVR ⁇ MAX, the routine proceeds to step 412, where the allowable maximum value MAX is set as the target fuel vapor rate EVR.
  • the basic injection amount Q is calculated from the maps shown in FIGS. 3A and 3B. As described above, this basic injection amount Q is equal to Q 2 in the region of L in FIG. 2, and is the sum of Q 1 and Q 2 in the region of ⁇ L ⁇ L 2 , and Q in the region of L ⁇ L 2 Equal to 1.
  • the fuel vapor amount EVQ to be purged per unit time is calculated from the following equation using the basic injection amount Q, the target fuel vapor rate EVR, and the engine speed N.
  • step 415 the air-fuel ratio A / F detected by the air-fuel ratio sensor 50 is read.
  • step 416 the intake air amount GA detected by the air flow meter 51 is read.
  • step 417 the fuel vapor concentration PV is calculated based on the following equation.
  • step 418 the duty ratio DUTY required to set the fuel vapor rate to the target fuel vapor rate EVR is calculated. Is calculated.
  • step 419 it is determined whether the duty ratio DUTY is 100% or more.
  • the duty is 100%
  • the final target fuel rate is tEV.
  • the routine proceeds to step 420, where the duty ratio DUTY is set to 100%.
  • the routine proceeds to step 421, where the final target fuel vapor ratio tEV is calculated based on the following equation.
  • step 400 when it is determined in step 400 that the purge condition is not satisfied, or when it is determined in step 401 that the supply of fuel is stopped, the process proceeds to step 423, where the duty ratio DUTY is set to zero, Next, at step 424, the final target fuel vapor rate tEV is set to zero. At this time, the purging operation is stopped.
  • 19 to 21 show a third embodiment.
  • an airflow chamber 51 for detecting the amount of intake air is arranged in the intake duct 14.
  • the fuel vapor concentration PV (gZ1) of the purge gas is calculated from the intake air amount GA (1 / sec) and the air-fuel ratio AZF of the exhaust gas detected by the air-fuel ratio sensor 37.
  • the target duty ratio DUTY of the purge control valve 28 is calculated based on the following equation.
  • EVQ EVR ⁇ Q ⁇ NZ60
  • PG100 is obtained from the relationship shown in Fig. 9.Therefore, the fuel vapor concentration PV (g / 1) in the purge gas is obtained as in the first embodiment. Then the duty ratio DUTY is determined.
  • the fuel vapor concentration PV (g / 1) was detected by the air-fuel ratio AZF of the exhaust gas detected by the air-fuel ratio sensor 37 and the airflow meter 51.
  • the intake air amount GA (1 / sec) That is, the flow rate of purge gas purged per unit time is PG (1 / sec), and the amount of fuel vapor purged per unit time is FUEL (g Z sec)
  • the fuel vapor concentration PV is expressed by the following equation as described above.o
  • PV FUEL (g / sec) / PG () Zsec
  • the numerator FUEL (gZsec) on the right side is changed to FUEL (g / sec) + QN / 60 (g / sec) using the basic injection amount per unit time Q-N / 60 (gZsec).
  • the above equation becomes:
  • PV (FUEL (g / sec) + QN / 60 (g / sec)) / PG (1 / sec) One QN / 60 (g / sec) ZPG (1 / sec)
  • PV ((FUEL (g / sec) + QN / 60 (g / sec)) / (GA (1 / sec) + PG (1 / sec) + Q-N / 60 (g / sec) / pf ) (GA (1 / sec) + PG (1 / sec) + QN / 60 (g / sec) / pf) ZPG (1 / sec))-Q-N / 60 (g / sec) / PG (1 / sec)
  • PV C l / ((A / F) / pa + l // f) (GA (1 / sec) / PG (1 / sec) + 1 + QN / 60 (g / sec) Z pf / PG (1 Z sec)))-QN / 60 (g / sec) / PG (1 / sec)
  • the intake air amount GA (1 Z sec) is detected by the air flow meter 51, the basic injection amount Q is calculated, and the purge gas flow rate PG (1 / sec) is shown in FIG.
  • the fully open purge gas flow rate PG100 and the duty ratio DUTY it can be calculated from the following equation.
  • the fuel vapor amount PV can be obtained.
  • the air-fuel ratio A / F of the exhaust gas is detected by the air-fuel ratio sensor 37. Accordingly, the fuel vapor concentration PV is calculated from the air-fuel ratio AZF detected by the air-fuel ratio sensor 37. ( g / 1) can be obtained.
  • the duty ratio DUTY is calculated based on the following equation as described above.
  • step 500 it is determined whether or not the purge condition is satisfied.
  • the engine cooling water temperature is 80. If it is not less than C and 30 seconds have elapsed since the engine was started, it is determined that the purge condition was satisfied.
  • the routine proceeds to step 501, where it is determined whether the supply of fuel is stopped. If fuel supply is not stopped go to step 502 o
  • step 502 the fully open purge gas flow rate PG100 is calculated from the relationship shown in FIG. 9 based on the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 and the absolute pressure PM detected by the pressure sensor 30.
  • step 503 the purge gas flow rate PG per unit time is calculated from the following equation using the current duty ratio DUTY.
  • the purge gas flow rate PG is added to the sum of the purge gas flow rates ⁇ ⁇ PG.
  • the target fuel vapor rate rEVR is calculated from the relationship shown in FIG. 8 based on the integrated value ⁇ ⁇ ⁇ PG of the purge gas flow rate.
  • the target fuel vapor rate t EVR is calculated from the relationship shown in FIG.
  • the rEVR and t EVR The smaller is the maximum allowable value MAX of the target fuel vapor rate.
  • step 508 it is determined whether or not the torque fluctuation amount SM is larger than a predetermined fluctuation amount SMchel. If SM ⁇ SM, the routine proceeds to step 509, where the target fuel vapor rate EVR is set to a fixed value. ⁇ 1 is added, whereas if SM> SM, the routine proceeds to step 510, where a constant value ⁇ 2 is subtracted from the target fuel vapor rate EVR, and then at step 511, the target fuel vapor rate EVR is allowed. It is determined whether or not it is larger than the maximum value MAX When EVR ⁇ MAX, the routine proceeds to step 512, where the allowable maximum value MAX is set as the target fuel vapor rate EVR.
  • the basic injection amount Q is calculated from the maps shown in FIGS. 3A and 3B. As mentioned above, this basic injection quantity Q is good in Fig. 2! ⁇ In areas rather equal to Q 2, L, in the region ⁇ L ⁇ L 2 is the sum of Q 1, Q 2, equal to Q 1 is in the region of L ⁇ L 2.
  • the fuel injection amount EVQ to be purged per unit time is calculated from the following equation using the basic injection amount Q, the target fuel evaporation ratio EVR and the engine speed N.
  • step 515 the air-fuel ratio AZF detected by the air-fuel ratio sensor 37 is read.
  • step 516 the intake air amount GA detected by the air flow meter 51 is read.
  • step 517 the fuel vapor concentration PV is calculated based on the following equation.
  • step 518 the duty ratio DUTY required to make the fuel vapor rate the target fuel vapor rate EVR is calculated.
  • step 519 it is determined whether the duty ratio DUTY is 100% or more. Is determined.
  • the routine proceeds to step 522, where the EVR is set to the final target fuel vapor rate t EV.
  • step 520 the duty ratio DUTY is set to 100% .
  • step 521 the final target fuel vapor rate t EV is calculated based on the following equation. .
  • step 500 when it is determined in step 500 that the purge condition is not satisfied, or when it is determined in step 501 that the supply of fuel is stopped, the routine proceeds to step 523, where the duty ratio DUTY is set to zero, Next, at step 524, the final target fuel vapor rate t EV is set to zero. At this time, the purge operation is stopped.
  • FIG. 22 to FIG. 25 show a fourth embodiment.
  • a temperature sensor 52 for detecting the atmospheric temperature is installed in the intake duct 14, and the fuel vapor concentration PV (gZ1) is estimated based on the ambient temperature. I am trying to do it. That is, when the purging operation is started, the amount of the fuel vapor adsorbed on the activated carbon 21 gradually decreases, and therefore, as shown in FIG. 23A, the fuel vapor concentration PV in the purge gas becomes equal to the purge gas flow rate. It decreases as the sum ⁇ PG increases. Therefore, in this embodiment, the relationship shown in FIG. 23A is obtained in advance by an experiment, and the fuel vapor concentration PV is estimated based on the relationship shown in FIG. 23A.
  • the fuel vaporization in the fuel tank 26 becomes active, and as a result, as shown in FIG. 23B, the amount of increase in the fuel vapor concentration per unit time ⁇ ⁇ (gZ 1 ) Increases as the atmospheric temperature Ta increases. Therefore, in this embodiment, the relationship shown in FIG. 23B is obtained in advance by an experiment, and the increase amount ⁇ ⁇ ⁇ of the fuel vapor concentration per unit time is estimated based on the relationship shown in FIG. 23B. .
  • FIGS. 24 and 25 a parameter for executing the fourth embodiment will be described.
  • the control routine will be described.
  • the routine shown in FIGS. 24 and 25 differs from the routine shown in FIGS. 13 and 14 in steps 615 to 618, and the other steps are the same as those in FIGS. 13 and 14.
  • step 600 it is determined whether or not the purge condition is satisfied. For example, when the engine cooling water temperature is 80 ° C or higher and 30 seconds have elapsed after the engine started, it is determined that the purge condition has been satisfied.
  • the routine proceeds to step 601, where it is determined whether or not the supply of fuel is stopped.
  • the process proceeds to step 602.
  • step 602 the relationship shown in FIG. 9 is based on the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 and the absolute pressure PM detected by the pressure sensor 30. From this, the fully-open purge gas flow rate PG 100 is calculated.
  • step 603 the purge gas flow rate PG per unit time is calculated from the following equation using the current duty ratio DUTY.
  • the purge gas flow rate PG is added to the sum of the purge gas flow rates ⁇ PG.
  • a target fuel vapor rate rEVR is calculated from the relationship shown in FIG. 8 based on the integrated value ⁇ ⁇ ⁇ PG of the purge gas flow rate.
  • the target fuel vapor rate t EVR is calculated from the relationship shown in FIG.
  • the smaller of rEVR and t EVR is set as the allowable maximum value MAX of the target fuel vapor rate.
  • the torque variation SM is set to a predetermined variation SM. It is determined whether or not it is larger than. SM ⁇ SM. In the case of, the routine proceeds to step 609, where a constant value ⁇ 1 is added to the target fuel vapor rate EVR. SM> SM. In step 610, go to step 610 —The constant value ⁇ 2 is subtracted from the power ratio EVR. Next, at step 611, it is determined whether or not the target fuel vapor rate EVR is larger than the allowable maximum value MAX. If EVR ⁇ MAX, the routine proceeds to step 612, where the allowable maximum value MAX is set as the target fuel vapor rate EVR.
  • the basic injection amount Q is calculated from the maps shown in FIGS. 3A and 3B.
  • the basic injection quantity Q is rather equal to Q 2 in the region of L, FIG odor Te rather L as described above, L, the sum of Q 1, Q 2 in the region of ⁇ L ⁇ L 2, L ⁇ L is equal to Q 1 is in the second region.
  • the fuel vapor amount EVQ to be purged per unit time is calculated from the following equation using the basic injection amount Q, the target fuel vapor rate EVR and the engine speed N.
  • BVQ Q-BVRN / 60
  • the fuel vapor concentration PV is calculated from the relationship shown in FIG. 23A.
  • the increase amount APV of the fuel vapor concentration is calculated from the relationship shown in FIG. 23B.
  • the increase amount ⁇ is added to the integrated value ⁇ ⁇ PV of the increase amount of the fuel vapor concentration.
  • the integrated value ⁇ is added to the fuel vapor concentration PV, and the result of the addition is the final fuel vapor concentration PV.
  • the duty ratio DUTY is calculated from the following equation using the fuel vapor concentration PV.
  • step 620 it is determined whether the duty ratio DUTY is 100% or more.
  • the routine proceeds to step 623, where the EVR is set to the final target fuel vapor rate t EV.
  • step 621 the duty ratio DUTY is set to 100%.
  • step 622 the final target fuel vapor rate t EV is calculated based on the following equation. . tEV- PG100PV / (QN / 60)
  • step 600 determines whether the purge condition is not satisfied, or if it is determined in step 601 that the supply of fuel has been stopped.
  • the routine proceeds to step 624, where the duty ratio DUTY is made zero, and At 625, the final target fuel vapor rate tEV is set to zero. At this time, the purging operation is stopped.
  • FIGS. 26 to 33 the same components as those shown in FIG. 1 are denoted by the same reference numerals. .
  • the internal combustion engine is composed of a four-cylinder internal combustion engine having cylinders # 1, # 2, # 2, # 3, and # 4, and the ignition sequence in this internal combustion engine is as follows. 1 1 3 _ 4 — 2.
  • two cylinders with alternate ignition sequences for example, cylinder # 1 and cylinder # 4 are connected to a common first exhaust manifold 18a, and the ignition sequence is The remaining second cylinder # 2 and third cylinder # 3 are connected to a common second exhaust manifold 18b.
  • Each exhaust manifold 18a, 18b is connected to a catalyst converter 29a containing a three-way catalyst or an oxidation catalyst, respectively, and the outlet of each catalyst converter 29a is connected to the catalyst converter via an exhaust pipe 18c.
  • N0 X storage reduction catalyst (hereinafter, N0 X as absorber) 60 is disposed, the air-fuel ratio sensor 61 is disposed in the collecting portion of the exhaust pipe 18 c.
  • the conduit 27 of the canister 22 is connected to the intake duct 14 downstream of the throttle valve 17, and further to the intake duct 14 downstream of the throttle valve 17.
  • the generated negative pressure is led to the brake booster 70.
  • the brake booster 70 is a power piston 71, A first chamber 72 and a second chamber 73 formed on both sides of the piston 71 and a plunger 74 are provided. A working port 75 and a working valve 76 are provided. A push rod 77 is fixed to the part screw 71, and a master cylinder 78 that generates a brake hydraulic pressure is driven by the push rod 77. The operating port 75 is connected to a brake pedal 79.
  • the first chamber 72 is connected to the intake duct 14 downstream of the throttle valve 17 via the negative pressure conduit 80, and can flow only in the negative pressure conduit 80 from the first chamber 72 to the intake duct 14.
  • the check valve 81 is disposed.
  • the communication passage 82 is shut off by the operating valve 76, and the plunger 74 is separated from the operating valve 76, so that the second chamber 73 is opened to the atmosphere through the air communication passage 84.
  • a pressure difference is generated between the first chamber 72 and the second chamber 73, and the power difference 71 is moved to the left by the pressure difference.
  • the air communication passage 84 is closed by the plunger 74, and the communication passages 82 and 83 are opened, so that the negative pressure in the first chamber 72 reduces the communication passages 82 and 83.
  • the negative pressure in the second chamber 73 becomes the same as the negative pressure in the first chamber 72 again.
  • a pressure sensor 85 for detecting the absolute pressure in the first chamber 72 is disposed in the first chamber 72.
  • the torque fluctuation amount is normally calculated by the routine shown in FIG. 12, and the routine shown in FIG. 13 and FIG.
  • the purge control is performed by the engine, and the injection control is performed by the routine shown in FIG.
  • the release control of NOx and SOx from the NOx absorbent 60 and the negative pressure control in the first chamber 72 of the brake booster 70 are performed. Therefore NO from First N0 X absorbent 60 release control will be described.
  • the absorbent 60 contained in the catalyst converter 29 b is, for example, aluminum as a carrier, and an alkali such as, for example, calcium ⁇ , sodium, or lithium LK cesium Cs is provided on the carrier. At least one selected from the group consisting of alkali metals such as lithium metal, lithium Ba, alkaline earth Ca, and rare earths such as lanthanum La and yttrium Y; and platinum Pt. Noble metals are supported.
  • the ratio of the air and fuel (hydrocarbon) supplied to the engine intake passage, the combustion chamber 5 and the NOx absorbent 60 upstream of the exhaust passage is referred to as the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the absorbent 60.
  • the fuel air-fuel ratio (hydrocarbon) or the inflowing exhaust gas when the air is not supplied matches the air-fuel ratio in the combustion chamber 5 in an exhaust passage of N0 X absorbent 60 upstream, therefore when this is N0 X absorbent 60 absorbs the air-fuel ratio that rie down and Kiniwa N0 X in the combustion chamber 5, release NOx air-fuel ratio is absorbed and becomes the stoichiometric air-fuel ratio or Li pitch in the combustion chamber 5 It will be.
  • the Nth absorber 60 engine exhaust passage N0 X absorbent when positioned within 60 is actually perform the absorption and release action of NIL some portions not clear detailed menu Kanizu arm working out the absorption and release is. However, it is probable that this absorption / release action is performed by the mechanism shown in Figs. 27 ⁇ and 27 ⁇ . Next, this mechanism will be described by taking platinum Pt and platinum Ba supported on a carrier as an example. The same mechanism can be achieved even when using metal, alkaline earth, or rare earth.
  • combustion is performed in a state where the air-fuel ratio in the normal combustion chamber 5 is lean.
  • the air-fuel ratio is performed the combustion in the state of Li Ichin oxygen concentration in the exhaust gas is high, these oxygen 0 2 As shown in Figure 27A in this and come 0 2 - Or, it adheres to the surface of platinum Pt in the form of 2 .
  • the inflow NO in the exhaust gas is 0 on the surface of the platinum Pt 2 - or 0, and the reaction, N0 2 become (2 N0 + O 2 ⁇ 2 N0 2) o then generated N0 2 of some platinum while being oxidized on Pt and is absorbed in the absorbent oxidation burr ⁇ beam BaO and bound with 27 nitrate ions so that as shown in a N0 3 - diffused in the absorbent in the form of. In this way, the N0 X is absorbed in ⁇ absorbent 60.
  • N0 2 is on the surface of the oxygen concentration is as high as platinum Pt in the inflowing exhaust gas is generated, .nu.0 2 unless ⁇ absorption capacity of the absorbent is not saturated, is absorbed in the absorbent nitrate ions .nu.0 3 is generated You.
  • N0 2 generation amount is set to react the reverse reduction (N0 3 - ⁇ N0 2) in and proceed, thus to absorbent in the nitrate ion N0 3 - is release from the absorbent in the form of N0 2.
  • N0 X absorption NA the request load L and the engine function of the rotational speed N per unit time when combustion under a rie down air-fuel ratio is performed in this modification is obtained in advance in the form of pine-flop as shown, shows the N0 X emissions NB per unit time when combustion under the stoichiometric air-fuel ratio or Li pitch air-fuel ratio is performed in FIG. 28B
  • the N0 X absorbent 60 can be calculated by integrating the ⁇ absorption amount NA per unit time or subtracting the N0 X emission amount NB per unit time.
  • the exhaust gas contains S0x
  • the N0 X absorbent 60 is also absorbed S0 X as well .nu.0 chi. It is considered that the absorption mechanism of S0 X into the N0 X absorbent 60 is the same as the absorption mechanism of NO.That is, as in the case of explaining the absorption mechanism of ⁇ , platinum Pt and barium
  • N0 X absorbent 60 is high in time, for example, if the temperature of ⁇ absorbent 60 becomes more than 600 ° C to decompose the sulfate BaS0 4, when the air-fuel ratio of the inflowing exhaust gas at this time to re pitch S0 X is released from N0 X absorbent 60.
  • This and Kino SOx discharge amount SB per unit time is temperature TC of N0 X absorbent 60 is higher the more increases as shown in FIG. 29 A.
  • the braking force is determined by the pressure difference between the pressure in the first chamber 72 and the pressure in the second chamber 73 of the brake booster 70, that is, the difference between the atmospheric pressure PA and the absolute pressure PB in the first chamber 72. It is increased by the pressure difference (PA-PB), so it is necessary to maintain this pressure difference (PA-PB) above a certain differential pressure ⁇ Pmin in order to secure sufficient braking force. Therefore, in this modified example, when the pressure difference (PA-PB) becomes smaller than the constant differential pressure Pmin, the opening of the throttle valve 17 is reduced to reduce the intake duct downstream of the throttle valve 17. To increase the negative pressure in the The difference (PA-PB) is increased. In practice, when the opening of the throttle valve 17 is reduced, the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Therefore, the reduction of the opening of the throttle valve 17 is caused by the lean air-fuel ratio. It is when it becomes.
  • step 700 it is determined whether or not the air-fuel ratio is lean. If the air-fuel ratio is lean, the process proceeds to step 701, where the N0 X absorption amount NA per unit time calculated from the map shown in FIG. 28A is added to the N0 X absorption amount ⁇ ⁇ 0 ⁇ , and then proceeds to step 703. .
  • Air-fuel ratio is ⁇ emission ⁇ per unit time which is calculated from the relationship shown in FIG. 28 beta proceeds to step 702 to come to be a stoichiometric air-fuel ratio or Li Tutsi contrast is subtracted from .nu.0 chi amount ⁇ 0 ⁇ Then, proceed to Step 703.
  • Step 703 In .nu.0 chi amount ⁇ 0 ⁇ is discriminated whether or not exceeded the allowable maximum value Nma X is, when the ⁇ ⁇ 0 ⁇ ⁇ Nmax proceeds to step 705.
  • step 705 the product K ⁇ Q obtained by multiplying the injection amount Q by the constant K is added to S0 X absorption amount ⁇ S0X.
  • step 706 it is determined whether or not the SOx absorption amount ⁇ S0X has exceeded the allowable maximum value Smax. If 0S0X ⁇ S max, go to step 708.
  • step 708 it is determined whether the air-fuel ratio is lean.
  • the routine proceeds to step 709, where the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 (FIG. 1) and the absolute pressure PB in the first chamber 72 detected by the pressure sensor 85 (FIG. 26) It is determined whether the pressure difference (PA-PB) is smaller than the constant pressure difference ⁇ Pmin.
  • PA-PB pressure difference
  • the routine proceeds to step 710, where the opening of the throttle valve 17 is set to an opening corresponding to the operating state of the engine.
  • the opening of the EGR control valve 20 is opened. The degree of opening is determined according to the operating state of the engine.
  • the fuel vapor rate is set to the target fuel vapor rate tEVR shown in FIG.
  • Nyuomikuronkai release process from willing N0 X absorbent 60 to a step 704 is performed when it is determined that becomes ⁇ 0 ⁇ > Nmax in step 703.
  • This ⁇ release process is shown in FIG.
  • S0 X release process from willing N0 X absorbent 60 to the scan Tetsupu 707 when it is determined to have become the stearyl-up 706 to sigma SOX> S max is performed.
  • This SOx release process is shown in FIG.
  • the routine proceeds to step 712, where a negative pressure recovery process of the brake booster 70 is performed. This negative pressure recovery process is shown in FIG.
  • FIGS. 31, 32, and 33 show the cases where the NO release processing, the SOx release processing, and the negative pressure recovery processing are performed when fuel injection Q2 is performed only at the end of the compression stroke, respectively.
  • I indicates a double injection operation state in which fuel injections Ql and Q2 are performed twice in the initial stage of the intake stroke and the final stage of the compression stroke
  • II indicates the intake operation.
  • the fuel injection Q1 is performed only at the beginning of the stroke, and the air-fuel ratio is lean.This indicates a lean air-fuel ratio uniform air-fuel mixture operation state.IH indicates that the fuel injection Q1 is performed only at the beginning of the intake stroke.
  • the air-fuel ratio is the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the release control will be described with reference to FIG. As shown in Fig. 31, when ⁇ N0X> Nmax, the operation state sequentially changes into the double injection operation state I, the lean air-fuel ratio uniform mixture operation state II, and the theory. The operation is switched to the air-fuel ratio uniform fuel mixture operation state III, and then to the lean air-fuel ratio uniform fuel mixture operation state II, the double injection operation state I, and the first combustion state.
  • the air-fuel ratio In order to perform combustion using two fuel injections Q 1 and Q 2, the air-fuel ratio must be smaller than when performing combustion using one fuel injection Q 2 at the end of the compression stroke. Needs to be reduced. Therefore, when the release control is started, the opening of the throttle valve 17 is reduced. At this time, the opening of the EGR control valve 20 is also reduced so that the EGR rate becomes the target ⁇ GR rate.
  • the air-fuel ratio in order to perform combustion with a mixture having a uniform lean air-fuel ratio, the air-fuel ratio must be smaller than when performing combustion with two fuel injections Q 1 and Q 2.
  • the opening of the throttle valve 17 is further reduced.
  • the air-fuel ratio in order to perform combustion with a stoichiometric air-fuel ratio uniform mixture, the air-fuel ratio must be smaller than when performing combustion with a lean air-fuel ratio uniform mixture.
  • the opening of the throttle valve 17 is further reduced.
  • the total injection amount Q is gradually increased as the opening of the throttle valve 17 decreases.
  • the final target fuel vapor rate t EV is also gradually increased in order to secure good ignition by the ignition plug 7. That is, sometimes the final target fuel base one path index t EV of N0 X emission process is performed as shown in FIG. 31 is initially being raised gradually, then becomes the this to be moved down gradually.
  • the operation state is switched to the lean air-fuel ratio uniform mixture operation state II, and the lean air-fuel ratio If ⁇ ⁇ 0 ⁇ > Nma while the homogeneous mixture is being burned, the operation state is switched to the stoichiometric air-fuel ratio uniform mixture operation state ⁇ .
  • the operation state is also sequential in this case, double injection operation state I, lean air-fuel ratio uniform mixture operation state II, stoichiometric air-fuel ratio uniform mixture It is switched to the dry operation state III.
  • the air-fuel ratio of two cylinders with alternate ignition sequences becomes rich, and the remaining cylinders # 2 and # 3 with alternate ignition sequences.
  • cylinder air-fuel ratio of # 3 becomes rie down, the injection amount of the average air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the N0 X absorbent 60 to the No. 1 cylinder # 1 and the fourth cylinder # 4 to be re Tutsi Q # 1 and Q # 4 (indicated by the solid line in FIG. 32) are increased, and the injection amounts Q # 2 and Q # 3 to the second cylinder # 2 and the third cylinder # 3 (indicated by the broken lines in FIG. 32) Is reduced).
  • the total injection amount Q is calculated in order to set the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the absorbent 60 to the target rich air-fuel ratio. Then the target fuel base one path rate tEV in accordance with the injection amount Q is calculated, average value Q m of the total injection quantity from the following equation on the basis of the target fuel base one path rate tEV is calculated.
  • FAF indicates a feedback correction coefficient controlled by the output signal of the air-fuel ratio sensor 61 (FIG. 26), and ⁇ indicates a predetermined set value.
  • the feedback correction coefficient FAF is increased.
  • the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the .nu.0 chi absorbent 60 is off I over Doba' click correction coefficient FAF is found brought reduced when it is determined to be smaller than the target Li Tutsi air, it'll connexion .nu.0 chi absorbent 60
  • the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the air is controlled to the target rich air-fuel ratio. At this time, the air-fuel ratio of cylinder # 1 and cylinder # 4 becomes rich, and the air-fuel ratio of cylinder # 2 and cylinder # 3 becomes lean.
  • the first exhaust manifold Exhaust gas containing a large amount of unburned HC and CO is discharged into the holder 18a, and a large amount of exhaust gas is contained in the second exhaust manifold 18b.
  • Exhaust gas containing oxygen is exhausted.
  • the exhaust gas containing a large amount of unburned HC and CO and the exhaust gas containing a large amount of oxygen flow into the NOx absorbent 60, and the large amount of unburned HC and CO in the NOx absorbent 60 is large. It is oxidized by an amount of oxygen. As a result, the temperature of the NOx absorbent 60 is rapidly increased by the heat of the oxidation reaction.
  • the release action of is started.
  • Release effect of S0x is S0 X release amount SB are sequentially subtraction unit time shown in FIG. 29A from the initiated S0x absorption sigma S0x, thus to S0 X absorption sigma S0x gradually decreases.
  • the S0x emission amount SB per unit time is a function of the temperature TC of the N0 X absorbent 60, and this temperature TC is, as shown in FIG.
  • the N0 X absorption amount ⁇ 0 ⁇ is set to zero when the S0 X release processing is started.
  • the operation mode is switched to the stoichiometric air-fuel ratio uniform air-fuel mixture operation state ⁇ , and then the lean air-fuel ratio uniform air-fuel mixture operation state II, the double injection operation state I, switched to first combustion state.
  • the opening of the throttle valve 17 is gradually increased, the opening of the EGR control valve 20 is also gradually increased, and the total injection amount Q is gradually reduced.
  • the target fuel vapor rate tEV is gradually reduced.
  • the operation state is switched to the lean air-fuel ratio uniform mixture operation state II, and the lean air-fuel ratio
  • the operating condition is equal to the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the air-fuel mixture is switched to the operating state III and the stoichiometric air-fuel ratio or the air-fuel ratio uniform air-fuel mixture is being burned and ⁇ SOX> Smax, the first cylinder as shown in Fig. 32
  • the injection amounts Q #l and Q # 4 of # 1 and # 4 cylinder # 4 are increased, and the injection amounts Q # 2 and Q # 3 of # 2 and # 3 cylinders # 3 are decreased.
  • the operation state is sequentially changed to the double injection operation state I, the operation state of the air-fuel mixture with a lean air-fuel ratio ⁇ , and the operation state of the air-fuel mixture with a theoretical air-fuel ratio III. Is switched.
  • the opening of the throttle valve 17 is gradually reduced, the opening of the EGR control valve 20 is also gradually reduced, and the total injection amount Q is gradually increased.
  • the target fuel vapor rate tEV is gradually increased.
  • the absolute pressure in the intake duct 14 downstream of the throttle valve 17 is reduced.
  • the pressure difference PA-PB increases rapidly. That is, the absolute pressure in the brake booster 70 is rapidly reduced.
  • the operating state becomes the homogeneous air-fuel ratio operating state 1 ⁇ with the stoichiometric air-fuel ratio
  • the operating state is switched to the uniform air-fuel ratio operating state II with the lean air-fuel ratio, and then the double injection operation state I. Switch to first combustion state.
  • the opening of the throttle valve 17 is gradually increased
  • the opening of the EGR control valve 20 is also gradually increased
  • the total injection amount Q is gradually increased.
  • the target fuel vapor rate tEV is gradually reduced.
  • the purge gas with respect to the basic injection amount (g Zsec) per unit time A fifth embodiment in which the purge gas flow rate PG is controlled such that the purge gas rate PGR (1 / g) indicating the flow rate PG (1 Zsec) ratio becomes the target purge gas rate will be described.
  • the internal combustion engine shown in FIG. 22 is used as the internal combustion engine, and the relationship shown in FIGS. 23A and 23B is used for controlling the purge gas flow rate PG.
  • the purge gas amount can be increased in proportion to the injection amount. That is, the purge gas rate P GR can be always kept constant.
  • the air-fuel mixture is formed in a limited area within the combustion chamber 5, FIG.
  • the target purge gas rate tPGR (1 / g) indicating the ratio of the purge gas flow rate PG (1 / sec) to the basic injection amount (gZsec) per unit time is set. It is set to be higher. That is, in FIG. 34, a, b, and c have a relationship of a ⁇ b ⁇ b. Therefore, as can be seen from FIG. 34, the target purge rate tPGR increases as the basic injection amount Q increases.
  • the horizontal axis N is the engine speed
  • the dashed line X is the boundary between the region where the average air-fuel ratio AZF is lean and the region where the average air-fuel ratio AZF is the stoichiometric air-fuel ratio, respectively.
  • the target purge gas rate tPGR is gradually increased to c, and from the boundary X
  • the target purge gas rate tPGR is set to a constant value c.
  • the target purge gas rate tPGR shown in Fig. 34 is recorded in advance in R0M42 in the form of a map as a function of the basic injection quantity Q and the engine speed N.
  • the target purge gas rate tPGR shown in FIG. 34 indicates the target purge gas rate a short time after the purge action was started, and the target purge gas rate rPGR immediately after the purge action was started is shown in FIG. It is gradually increased as shown in 35.
  • PG (1) on the horizontal axis indicates the integrated value of the flow rate of the purge gas purged to the surge tank 13 after the purge action has been started.
  • the smaller of rPGR and tPGR shown in FIG. 35 is set as the target purge gas rate PGR. Therefore, when the purge action is started, it can be seen that the target purge gas ratio PGR is gradually increased along rPGR until it reaches tPGR.
  • the duty ratio DUTY when the amount of the purge gas is PG (1 Zsec) is expressed as follows.
  • the purge gas rate is expressed by the following equation.
  • Purge gas rate PG ( ⁇ Zsec) Z (QN / 60 (g / sec)) Therefore, the duty ratio DUTY is expressed as the purge gas rate as follows:
  • the duty ratio DUTY of the purge control valve 28 is the duty ratio DUTY calculated from the above equation, the purge gas rate becomes the target purge gas rate PGR.
  • the fuel vapor concentration in the purge gas is PV (gZ 1)
  • the fuel vapor amount (gZsec) in the purge gas is expressed by the following equation.
  • Fuel vapor volume (g / sec) PG (1 nosec) PV (g / 1)
  • the purge gas flow rate PG is determined, so if the fuel vapor concentration PV (g / 1) in the purge gas is determined, the fuel vapor amount (gZsec) can be determined. Become.
  • the fuel vapor concentration PV (g / 1) in the purge gas is estimated based on the ambient temperature. That is, when the purge action is started, the amount of the fuel vapor adsorbed on the activated carbon 21 gradually decreases. Therefore, as shown in FIG. 23A, the fuel vapor concentration PV in the purge gas is calculated by integrating the flow rate of the purge gas. The value ⁇ ⁇ decreases as the PG increases. Therefore, also in the fifth embodiment, the relationship shown in FIG. 23A is obtained in advance by an experiment, and the fuel vapor concentration PV is estimated based on the relationship shown in FIG. 23A.
  • EVR fuel vapor volume (g Z sec) Injection volume per Z unit time Q-N / 60 (g Z sec) 2 PGPV / (QN / 60)
  • the fuel amount t Q to be injected is a value obtained by subtracting the fuel vapor amount from the basic injection amount Q.
  • the injection amount to be reduced is Q'EVR. Therefore, the fuel amount t Q to be injected is expressed by the following equation.
  • the target purge gas ratio PGR is set to the smaller value of rPGR and tPGR shown in FIG.
  • the smaller value of rPGR and tPGR shown in FIG. 35 can be used as it is as the target purge gas rate PGR.
  • the target purge gas rate PGR it can be said that it is preferable to set the target purge gas rate PGR so that the output torque fluctuation of the engine does not become large.
  • the target purge gas ratio PGR is gradually increased toward rPGR or tPGR as long as the output torque fluctuation of the engine does not exceed a predetermined fluctuation amount, and then the output torque of the engine is increased.
  • the target purge gas rate PGR is maintained at rPGR or tPGR. In this case, if the output torque fluctuation of the engine becomes larger than a predetermined fluctuation amount, the target purge gas rate P GR is decreased.
  • step 800 it is determined whether or not the purge condition is satisfied. For example, when the engine cooling water temperature is 80 ° C or higher and 30 seconds have elapsed after the engine started, the purge condition It is determined that it has been established. When the purge condition is satisfied, the routine proceeds to step 801 where it is determined whether or not the supply of fuel is stopped. If the fuel supply has not been stopped, the routine proceeds to step 802.
  • step 802 the fully open purge gas flow rate PG100 is calculated from the relationship shown in FIG. 9 based on the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 and the absolute pressure PM detected by the pressure sensor 30.
  • step 803 the purge gas flow rate PG per unit time is calculated from the following equation using the current duty ratio DUTY.
  • the purge gas flow rate PG is added to the accumulated value ⁇ PG of the purge gas flow rate.
  • the target purge gas rate rPGR is calculated from the relationship shown in FIG. 35 based on the integrated value of the purge gas flow rate ⁇ PG.
  • the target purge gas rate t PGR is calculated from the relationship shown in FIG.
  • the smaller of rPGR and tPGR is set as the allowable maximum value MAX of the target purge gas rate.
  • step 808 it is determined whether or not the torque fluctuation amount SM is larger than a predetermined fluctuation amount SMo.
  • SM ⁇ SM the routine proceeds to step 809, where a constant value ⁇ 1 is added to the target purge gas rate PGR.
  • SM> SM the routine proceeds to step 810, where the constant value ⁇ 2 is subtracted from the target purge gas rate PGR.
  • step 811 it is determined whether or not the target purge gas rate PGR is larger than the allowable maximum value MAX. If PGR ⁇ MAX, the routine proceeds to step 812, where the allowable maximum value MAX is set as the target purge gas rate PGR.
  • step 813 the basic injection is performed from the maps shown in FIGS.
  • the quantity Q is calculated.
  • the basic injection quantity Q rather L Te 2 odor as described above L, and in the region rather than equal to Q 2, L, in the region of ⁇ L ⁇ L is the sum of Q 1, Q 2, the LL 2 In the domain it is equal to Q 1.
  • step 814 the fuel vapor concentration PV is calculated from the relationship shown in FIG. 23A.
  • step 815 the increase amount APV of the fuel vapor concentration is calculated from the relationship shown in FIG. 23B.
  • step 816 the increase amount ⁇ is added to the integrated value ⁇ of the increase amount of the fuel vapor concentration.
  • step 817 the integrated value ⁇ A PV is added to the fuel vapor concentration PV, and the sum is used as the final fuel vapor concentration PV.
  • a duty ratio DUTY required to set the purge gas rate to the target purge gas rate PGR is calculated based on the following equation.
  • the fuel vapor rate EVR is calculated from the following equation using the fuel vapor concentration PV.
  • EVR PGPV / (QN / 60)
  • step 820 it is determined whether the duty ratio DUTY is 100% or more.
  • the routine proceeds to step 823, where the EVR is set to the fuel vapor rate tEV.
  • the routine proceeds to step 821, where the duty ratio DUTY is set to 100%.
  • the routine proceeds to step 822, where the fuel vapor rate tEV is calculated based on the following equation.
  • tBV PG100PV / (QN / 60)
  • step 800 determines whether the purge condition is not satisfied, or when it is determined in step 801 that the supply of fuel is stopped.
  • the routine proceeds to step 824, where the duty ratio DUTY is made zero, and Next, at step 825, the fuel vapor rate tEV is set to zero. It is. At this time, the purging operation is stopped.
  • step 900 it is determined whether or not the air-fuel ratio is lean.
  • the process proceeds to step 901 where the N0 X absorption amount NA per unit time calculated from the map shown in FIG. 28A is added to the N0 X absorption amount ⁇ ⁇ ⁇ 0 ⁇ .
  • step 903 it is determined whether or not the ⁇ ⁇ amount ⁇ ⁇ 0 ⁇ has exceeded the allowable maximum value N max, and if ⁇ ⁇ 0 ⁇ ⁇ N max, the step
  • S0 X amount absorbed in the N0 X absorbent 60 is proportional to the injection quantity Q.
  • Product K ⁇ Q obtained by multiplying the constant K in accordance connection step 905, the injection amount Q is added to the S0 X absorption sigma S0x.
  • step 906 it is determined whether or not the S0 X absorption amount ⁇ S0X has exceeded the allowable maximum value S max. ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ If SOX ⁇ Smax, proceed to step 908.
  • step 908 it is determined whether the air-fuel ratio is lean. If the air-fuel ratio is lean, the process proceeds to step 909, where the atmospheric pressure PA detected by the atmospheric pressure sensor 33 and the first chamber detected by the pressure sensor 85 It is determined whether the pressure difference (PA-PB) from the absolute pressure PB in 72 is smaller than the constant differential pressure ⁇ .
  • the routine proceeds to step 910, where the opening of the throttle valve 17 is controlled by the engine. Then, in step 911, the opening of the EGR control valve 20 is set to an opening corresponding to the operating state of the engine. At this time, the purge gas rate is set to the target purge gas rate tPGR shown in FIG.
  • step 903 when it is determined in step 903 that ⁇ 0 ⁇ > Nmax has been reached, the process proceeds to step 904, in which the ⁇ release process from the ⁇ absorbent 60 is performed.
  • the .nu.0 chi release process is shown in Figure 40.
  • S0 X release process from willing N0 X absorbent 60 to the scan Tetsupu 907 when it is determined to have become the stearyl-up 906 ⁇ S0X> S max is performed. This S0 X release process is shown in FIG.
  • step 909 when it is determined in step 909 that PA ⁇ PB ⁇ P min, the routine proceeds to step 912, where the negative pressure recovery processing of the brake booster 70 is performed. This negative pressure recovery process is shown in FIG.
  • FIGS. 40, FIGS. 41 and 42 show the case where each, N0 X release process when the fuel jetting Q 2 is performed only at the end of the compression stroke, SOx release processing, and negative pressure restoration processing is performed .
  • I indicates a double injection operation state in which fuel injections Ql and Q2 are performed in two stages, an initial stage of the intake stroke and a final stage of the compression stroke.
  • the fuel injection Q1 is performed only at the beginning of the stroke and the air-fuel ratio is lean.This indicates a lean / air-fuel ratio uniform air-fuel mixture operation state, and III indicates that the fuel injection Q1 is performed only at the beginning of the intake stroke.
  • the air-fuel ratio is the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the release control will be described with reference to FIG. As shown in Fig. 40, when ⁇ N0X> N max, the operation state sequentially changes to the double injection operation state I, the operating state of the air-fuel mixture with a uniform lean air-fuel ratio ⁇ , and the operating state of the air-fuel mixture with a uniform air-fuel ratio 1 1 It is switched to 1 and then to the homogeneous air-fuel mixture operation state ⁇ of the lean air-fuel ratio, the double injection operation state I, and the first combustion state.
  • the air-fuel ratio In order to perform combustion using two fuel injections Q 1 and Q 2, the air-fuel ratio must be smaller than when performing combustion using one fuel injection Q 2 at the end of the compression stroke. Needs to be reduced. Therefore, when the release control is started, the opening of the throttle valve 17 is reduced. At this time, the opening of the EGR control valve 20 is also reduced so that the EGR rate becomes the target ⁇ GR rate.
  • the air-fuel ratio in order to perform combustion with a mixture having a uniform lean air-fuel ratio, the air-fuel ratio must be reduced as compared with the case of performing combustion using two fuel injections Q 1 and Q 2.
  • the opening of the throttle valve 17 is further reduced.
  • the air-fuel ratio in order to perform combustion with a stoichiometric air-fuel ratio uniform air-fuel mixture, the air-fuel ratio must be lower than when performing combustion with a lean air-fuel ratio uniform air-fuel mixture.
  • the opening of the throttle valve ⁇ is further reduced.
  • the total injection amount Q is gradually increased as the opening of the throttle valve 17 decreases.
  • the final target purge gas rate PGR is gradually increased in order to secure good ignition by the ignition plug 7. That, N0 X emission process is performed as shown in FIG. 40 Sometimes, the final target gas rate PGR is gradually increased at first and then gradually decreased.
  • N0 X emission process initiated by the operating state becomes uniform mixing momentum rolling state III of stoichiometric injection amount Q is made to temporarily increase, it'll connexion air-fuel ratio A / F is temporarily Li pitch Is done. At this time, ⁇ is released from the ⁇ absorbent 60. It should be noted that the target purge gas rate PGR can be temporarily increased when the injection amount Q is temporarily increased. As shown in FIG. 40, when the N0 X release process is started, the N0 X absorption amount ⁇ N0X is set to zero.
  • the operation state is switched to the lean air-fuel ratio uniform mixture operation state II, and the lean air-fuel ratio
  • the operation state is switched to the uniform mixture operation state III with the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the operation state is also sequential in this case, double injection operation state I, lean air-fuel ratio uniform mixture operation state II, stoichiometric air-fuel ratio uniform mixture It is switched to the dry operation state III.
  • the air-fuel ratio of every other cylinder in the ignition order for example, cylinders # 1 and # 4 becomes rich, and the remaining cylinders # 2 and 3 in every other ignition order air-fuel ratio of the turn cylinder # 3 becomes rie down, the injection amount of the average air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the N0 X absorbent 60 to the No. 1 cylinder # 1 and the fourth cylinder # 4 to be re-pitch Q # 1, Q # 4 (Fig.
  • the injection amounts Q # 2 and Q # 3 (indicated by broken lines in FIG. 41) to the second cylinder # 2 and the third cylinder # 3 are decreased.
  • the total injection quantity Q is calculated in the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the first, N0 X absorbent 60 when referred to specifically as Li Tutsi air-fuel ratio the target. Then the calculated fuel base over Pas rate tEV based on purging base Ichipa concentration PV, average value Q m of the total injection quantity from the following equation on the basis of the fuel base over Pas rate tEV is calculated.
  • injection quantities Q #l, Q # 4 of cylinders # 1 and # 4 and injection quantities Q # 2 and Q # 3 of cylinders # 2 and # 3 are given by the following equations. It is calculated based on this.
  • FAF indicates a feedback correction coefficient controlled by the output signal of the air-fuel ratio sensor 61
  • ⁇ indicates a predetermined set value
  • the air-fuel ratio in cylinders # 1 and # 4 is reset.
  • exhaust gas containing a large amount of unburned HC and CO is discharged into the first exhaust manifold 18a.
  • exhaust gas containing a large amount of oxygen is discharged into the second exhaust manifold 18b.
  • the exhaust gas containing a large amount of unburned HC and CO and the exhaust gas containing a large amount of oxygen flow into the Nth absorbent 60, and the large amount of unburned HC and CO in the NOx absorbent 60 is large. It is oxidized by an amount of oxygen. As a result, the temperature of the absorbent 60 is rapidly increased by the heat of the oxidation reaction.
  • S0 X of the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the NOx absorbent 60 is from the target Li pitch air is maintained in the ratio, therefore the NOx absorbent 60 when the temperature of ⁇ absorbent 60 exceeds for example 600 ° C
  • the release action of is started.
  • S0 action of releasing X is S0 X release amount SB are sequentially subtracted unit shown Once started from S0 X absorption sigma S0x Figure 29A time, thus to SO absorption sigma S0x gradually decreases.
  • the S0x emission amount SB per unit time is a function of the temperature TC of the NOx absorbent 60, and this temperature TC is, as shown in FIG.
  • the N0 X absorption amount ⁇ ⁇ 0 ⁇ is made zero when the S0 X release processing is started.
  • the operation mode is switched to the uniform air-fuel mixture operating state IH with a stoichiometric air-fuel ratio, and then, the operating state of the uniform air-fuel mixture with a lean air-fuel ratio is sequentially performed.
  • State I is switched to the first combustion state.
  • the opening of the throttle valve 17 is gradually increased, the opening of the EGR control valve 20 is also gradually increased, and the total injection amount Q is gradually reduced.
  • Target purge gas rate PGR is gradually reduced.
  • the operation state is sequentially changed to the double injection operation state I, the lean / fuel ratio uniform fuel mixture operation state II, and the theoretical air / fuel ratio uniform fuel mixture operation state. Switched to III.
  • the opening of the throttle valve 17 is gradually reduced, and the opening of the EGR control valve 20 is also gradually reduced, so that the total injection amount Q is gradually increased.
  • the target purge gas ratio PGR is gradually increased.
  • the absolute pressure in the intake duct 14 downstream of the throttle valve 17 is reduced.
  • the pressure difference PA-PB is rapidly increased. That is, the absolute pressure in the brake booster 70 is rapidly reduced.
  • the operating state As shown in Fig. 42, as soon as the operating state becomes the homogeneous air-fuel ratio operating state III with stoichiometric air-fuel ratio, the operating state is immediately switched to the lean air-fuel ratio uniform air-fuel mixture operating state II, and then the double injection operating state I. Switch to first combustion state. Opening of the case as well as scan Lock Torr valve 17 also N0 X emission process at this time is made to increase gradually, the opening degree of the EGR control valve 20 Is gradually increased, the total injection amount Q is gradually decreased, and the target purge gas rate PGR is gradually decreased.

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Description

明 細 書 内燃機関の蒸発燃料処理装置 技術分野
本発明は内燃機関の蒸発燃料処理装置に関する。
背景技術
蒸発燃料を一時的に蓄えるキヤニス夕と、 キヤニス夕からスロ ッ トル弁下流の吸気通路内にパージされるパ一ジガス量を制御するた めのパージ制御弁と、 機関排気通路内に配置された空燃比センサと を具備し、 パージガス量と吸入空気量との比であるパージ率 （=パ
—ジガス量 Z吸入空気量） が目標パージ率となるようにパ一ジ制御 弁の開度を制御し、 空燃比センサの出力信号に基づいて理論空燃比 に対する空燃比のずれ量からパ一ジされた燃料べ一パ量を求め、 空 燃比が理論空燃比となるよう にこの燃料べ一パ量に相当する分だけ 燃料噴射量を減量補正するようにした内燃機関が公知である （特開 平 5 — 52 1 39 号公報参照） 。 この内燃機関ではパー ジ作用が開始さ れると目標パージ率が徐々に増大せしめられ、 パ一ジ作用が開始さ れてから一定期間を経過すると目標パージ率が一定値に保持される o
このよ う にこの内燃機関では空燃比が理論空燃比となるよう に燃 料べーパ量に相当する分だけ燃料噴射量を減量補正するようにして いる。 即ち、 吸入空気と、 燃料べ一パ量および燃料噴射量の和との 比が理論空燃比となるように燃料噴射量が減量補正される。 と ころ がキヤニスタ内の活性炭に吸着されている燃料量は機関の運転状態 に応じて変化し、 従ってパージ率が一定に保持されていたと しても パージされる燃料べ一パ量は機関の運転状態に応じて変化する。 パ 一ジされる燃料べーパ量が変化するとそれに伴なつて燃料噴射量の 減量割合が変化し、 その結果燃料噴射量に対する燃料べ—パ量の割 合が変化する。
しかしながらこのように燃料噴射量に対する燃料べーパ量の割合 が変化するとこの変化が生じた直後には燃料噴射量の減量補正が間 に合わず、 斯く して空燃比が理論空燃比に対して一時的にずれてし ま う という問題を生ずる。
また、 内燃機関によつては燃料噴射量に対する燃料べ一パ量が燃 焼に大きな影響を与える場合があり、 このような場合には燃料噴射 量に対する燃料べーパ量の割合を予め定められた割合に維持するこ とが必要となる。 従ってこのような内燃機関ではパージ率を一定に 保持しておいても燃焼が悪化してしま う という問題を生ずる。
例えば燃焼室内の限定された領域内に混合気を形成するよ うにし た場合には後述するよう に燃料噴射量に対する燃料べ一パ量の割合 に最適値が存在し、 燃料噴射量に対する燃料べ一パ量の割合がこの 最適値からずれると失火を生ずる等の問題を生ずる。 従って燃料噴 射量に対する燃料べーパ量の割合が変化してしま う場合には燃料噴 射量に対する燃料べ一パ量の割合が最適値からずれるこ とになり、 斯く して失火を生ずる等の問題が生じるこ とになる。
このよう に上述の公知の内燃機関では燃料噴射量に対する燃料べ ーパ量の割合に注目 した場合上述の如き問題を生ずるが少し見方を 変えて燃料噴射量に対するパージガス量の割合に注目 した場合にも 次のような問題が生じる。
即ち、 上述の公知の内燃機関におけるようにパージ率を一定に保 持するのは吸入空気量が変化したときに空燃比が変動しないように するためである。 即ち、 吸入空気量が変化したときにパージ率が変 化すると吸入空気中においてパージガス量の占める割合が変化し、 その結果空燃比が変動する。 そこで吸入空気量が変化しても吸入空 気中のパージガス量の占める割合が変化しないよう にパージ率を一 定に保持するようにしている。 このよう に上述の公知の内燃機関に 限らず、 一般的にパージ制御を行うよう にした内燃機関ではパ一ジ 率が一定となるように、 即ちパージガス量が吸入空気量に比例して 増大するようにパージ制御が行われる。
と ころで従来よりパージ制御を行うようにした内燃機関では吸入 空気量が増大せしめられるにつれて燃料噴射量が増大せしめられ、 それによつて機関の出力が増大せしめられる。 即ち、 この内燃機関 では吸入空気量を増大減少させるこ とによって機関の出力が制御さ れる。 このような内燃機関では吸入空気量が増大するにつれて燃料 噴射量が増大せしめられ、 従って吸入空気量が増大するにつれてパ —ジガス量を増大させれば機関出力の変動を伴う ことなく空燃比を 一定に維持することが可能となる。
しかしながら内燃機関によってはパージ率を一定に維持しておく と出力変動が生じたり、 排気ェミ ッ シ ョ ンが悪化したりする内燃機 関が存在する。 このような内燃機関の代表的なものは燃焼室内の限 定された領域内に混合気を形成するようにした成層燃焼式内燃機関 である。 この内燃機関では空気過剰のもとで混合気が燃焼せしめら れるので吸入空気量を増大しても機関の出力は増大せず、 機関の出 力を増大するには燃料噴射量を増大する必要がある。 即ち、 この種 の内燃機関では燃料噴射量を増大減少させるこ とによって機関の出 力が制御される。 このような内燃機関では一般的に云って燃料噴射 量に対する吸入空気量の割合が運転状態に応じて大き く なつたり小 さ く なつたりする。
しかしながらこのような内燃機関において従来の内燃機関と同様 にパージ率を一定に維持すると、 即ち吸入空気量が増大するにつれ てパージガス量を増大させると燃料噴射量に対するパージガス量の 割合が機関の運転状態に応じて大き く なつたり小さ く なつたりする 。 このように燃料噴射量に対するパージガス量の割合が大き く なつ たり小さ く なつたりするとそれに伴なつて機関の出力が増大減少し 、 また燃料噴射量に対するパ一ジガス量の割合が増大する と排気ェ ミ ッ シ ョ ンが悪化する。 従って従来の内燃機関におけるように吸入 空気量に比例してパージガス量を変化させると機関の出力が変動し 、 排気ェ ミ ツ ショ ンが悪化するという問題を生じるこ とになる。
発明の開示
本発明の目的はパージガスを供給しても良好な機関の運転を確保 するこ とのできる内燃機関の蒸発燃料処理装置を提供するこ とにあ
本発明によれば、 燃料タ ンク内で発生した燃料べ一パを吸気通路 内にパージするためのパージ通路と、 パージ通路から吸気通路内に パージされるパージガス量を制御するパ一ジ制御弁と、 燃料噴射量 を算出するための噴射量算出手段と、 燃料噴射量に対するパ一ジガ ス中の燃料べーパ量の割合を示す燃料べ一パ率の目標値を設定する 設定手段と、 燃料べ一パ率が目標値となるよう にパージガス量又は 燃料噴射量の少なく と も一方を制御する制御手段とを具備した内燃 機関の蒸発燃料処理装置が提供される。
更に本発明によれば、 燃料タ ンク内で発生した燃料べ一パを吸気 通路内にパージするためのパージ通路と、 パージ通路から吸気通路 内にパージされるパージガス量を制御するパージ制御弁と、 燃料噴 射量を算出するための噴射量算出手段と、 燃料噴射量に対するパー ジガス量の割合を示すパージガス率の目標値を設定する設定手段と 、 パージガス率が目標値となるようにパージガス量又は燃料噴射量 の少なく とも一方を制御する制御手段とを具備した内燃機関の蒸発 燃料処理装置が提供される。 図面の簡単な説明
図 1 は内燃機関の全体図、 図 2 は噴射量、 噴射時期および空燃比 を示す図、 図 3 Aおよび図 3 Bは噴射量のマップを示す図、 図 4 A および図 4 Bは噴射開始時期のマップを示す図、 図 5 Aおよび図 5 Bは内燃機関の側面断面図、 図 6 Aおよび図 6 Bは混合気量の変化 を説明するための図、 図 7 は目標燃料べ一パ率 tEVRを示す図、 図 8 は目標燃料べーパ率 rEVRおよび tEVRを示す図、 図 9 は全開パージガ ス流量を示す図、 図 10はパー ジガス流量を示す図、 図 11は経過時間 Ta ( i ) ， Tb ( i ) の変化を示す図、 図 12は トルク変動量を算出す るためのフ ローチ ヤ一ト、 図 13および図 14は第 1 実施例においてパ ージ制御を実行するためのフローチ ヤ一 ト、 図 15は噴射を制御する ためのフローチ ヤ一ト、 図 16は内燃機関の別の実施例を示す全体図 、 図 17および図 18は第 2実施例においてパージ制御を実行するため のフ ロ ーチ ヤ 一 ト、 図 19は内燃機関の更に別の実施例を示す全体図 、 図 20および図 21は第 3実施例においてパ一ジ制御を実行するため のフ ロ ーチ ャ ー ト、 図 22は内燃機関の更に別の実施例を示す全体図 、 図 23Aおよび図 23Bは燃料べーパ濃度等を示す図、 図 24および図 25は第 4実施例においてパージ制御を実行するためのフローチヤ一 ト、 図 26は内燃機関の変形例を示す全体図、 図 27Aおよび図 27Bは NO, の吸放出作用を説明するための図、 図 28Aおよび図 28Bは夫々 単位時間当りの ΝΟχ 吸収量 ΝΑおよび Ν0Χ 放出量 ΝΒを示す図、 図 29Α および図 29Βは単位時間当りの SOx 放出量 SB等を示す図、 図 30は機 関の運転を制御するためのフローチ ャ ー ト、 図 31は NO 放出制御を 示すタイ ムチ ヤ 一 ト、 図 32は SOx 放出制御を示すタイ ムチ ヤ 一 ト、 図 33はブレーキブースタの負圧回復処理を示すタイムチ ヤ 一 ト、 図 34は目標パー ジガス率 tPGRを示す図、 図 35は目標パ一 ジガス率 rPGR および tPGRを示す図、 図 36および図 37はパ一ジ制御を実行するため のフ ローチ ャ ー ト、 図 38は内燃機関の変形例を示す全体図、 図 39は 機関の運転を制御するためのフ ローチャー ト、 図 40は NOx 放出制御 を示すタ イ ムチ ヤ一 卜、 図 41は SOx 放出制御を示すタイ ムチ ャ ー ト 、 図 42はブレーキブースタの負圧回復処理を示すタイムチヤ一 卜で ある。 発明を実施するための最良の形態
図 1 を参照すると、 1 は成層燃焼式内燃機関の本体、 2 はシ リ ン ダブロ ッ ク、 3 はシ リ ンダへッ ド、 4 はピス ト ン、 5 は燃焼室、 6 はシ リ ンダへッ ド 3 の内壁面周縁部に配置された燃料噴射弁、 7 は シ リ ンダヘ ッ ド 3 の内壁面中央部に配置された点火栓、 8 は吸気弁 、 9 は吸気ポー ト、 10は排気弁、 11は排気ポー トを夫々示す。 吸気 ポー ト 9 は対応する吸気枝管 12を介してサージタ ンク 13に連結され 、 サージタ ンク 13は吸気ダク ト 14を介してエアク リ ーナ 15に連結さ れる。 吸気ダク ト 14内にはステップモータ 16により駆動されるスロ ッ トル弁 17が配置される。 一方、 排気ポー ト 11は排気マニホル ド 18 に連結される。 排気マニホル ド 18とサージタ ンク 13とは排気ガス再 循環 （以下 EGRと称す） 通路 19を介して互いに連結され、 EGR通路 19内には電子制御式 EGR制御弁 20が配置される。
図 1 に示されるよう に内燃機関は活性炭 21を内蔵したキヤニスタ 22を具備する。 このキヤニスタ 22は活性炭 21の両側に夫々燃料蒸気 室 23と大気室 24とを有する。 燃料蒸気室 23は一方では導管 25を介し て燃料タ ンク 26に連結され、 他方では導管 27を介してサージタ ンク 1 3内に連結される。 導管 27内には電子制御ュニッ ト 40の出力信号に より制御されるパ一ジ制御弁 28が配置される。 燃料タ ンク 26内で発 生した燃料べーパは導管 25を介しキ ヤニス夕 22内に送り込まれて活 性炭 2 1に吸着される。 パージ制御弁 28が開弁すると空気が大気室 24 から活性炭 21内を通って導管 27内に送り込まれる。 空気が活性炭 2 1 内を通過する際に活性炭 21に吸着されている燃料べ一パが活性炭 2 1 から脱離され、 斯く して燃料べ一パを含んだ空気、 即ちパージガス が導管 27を介してサージタ ンク 1 3内にパージされる。
排気マニホル ド 1 8は例えば三元触媒を内蔵した触媒コ ンバータ 29 a に連結され、 触媒コ ンバータ 29 a は更に別の触媒コ ンバータ 29 b に連結される。 この触媒コ ンバータ 29 b内には酸化触媒、 三元触媒 、 空燃比がリ ー ンのときに N0 X を吸収し空燃比がリ ッチになると吸 収している Ν Ο χ を放出 し還元する Ν Ο χ 吸蔵還元型触媒、 或いは過剰 酸素下でかつ多量の未燃 HCの存在下で Ν0 Χ を還元する Ν0 Χ 選択還元 型触媒が配置される。
電子制御ュニッ ト 40はディ ジタルコ ンピュータからなり、 双方向 性バス 4 1によって相互に接続された R0M (リ ー ドオンリ メ モリ） 42、 RAM (ラ ンダムアク セスメ モ リ ） 43、 C PU (マイ ク ロプロセ ッ サ） 44、 入力ポ― ト 45および出力ポ一 ト 46を具備する。 サ一ジタ ンク 1 3内に はサージタ ンク 1 3内の絶対圧に比例した出力電圧を発生する圧力セ ンサ 30が配置され、 この圧力セ ンサ 30の出力電圧が対応する A D変 換器 47を介して入力ポー ト 45に入力される。 機関本体 1 には機関冷 却水温に比例した出力電圧を発生する水温セ ンサ 3 1が取付けられ、 この水温セ ンサ 3 1の出力電圧が対応する A D変換器 47を介して入力 ポ― ト 45に入力される。
一方、 導管 27内にはパ一ジガス中の燃料べーパの濃度を検出する ための燃料べ一パ濃度センサ 32が配置される。 図 1 に示される実施 例ではこの燃料べ一パ濃度センサ 32がパージガスの空燃比を検出 し う る空燃比センサからなる。 この空燃比センサ 32の出力信号は対応 する A D変換器 47を介して入力ポー ト 45に入力される。
また、 入力ポー ト 45には大気圧を検出するための大気圧センサ 33 の出力信号が対応する A D変換器 47を介して入力される。 アクセル ぺダル 34にはアクセルペダル 34の踏込み量 Lに比例した出力電圧を 発生する負荷センサ 35が接続され、 負荷センサ 35の出力電圧は対応 する A D変換器 47を介して入力ポー ト 45に入力される。 また、 入力 ポ一 ト 45にはク ラ ンク シャフ 卜が例えば 30° 回転する毎に出力パル スを発生するク ラ ンク角センサ 36が接続される。 また、 排気マニホ ル ド 18内には空燃比センサ 37が配置され、 この空燃比センサ 37の出 力信号は対応する A D変換器 47を介して入力ポー ト 45に入力される 。 一方、 出力ポー 卜 46は対応する駆動回路 48を介して燃料噴射弁 6 、 点火栓 7、 ステップモ一夕 16、 EGR制御弁 20およびパ一ジ制御弁 28に接続される。
図 2 は燃料噴射量 Q l ， Q 2 , Q (= Q , + Q 2)、 噴射開始時期 Θ S1, 6 S2、 噴射完了時期 S El， 0 E2および燃焼室 5 内における平 均空燃比 A/ Fを示している。 なお、 図 2 において横軸 Lはァクセ ルペダル 34の踏込み量、 即ち要求負荷を示している。
図 2 からわかるよう に要求負荷 Lが L , より も低いときには圧縮 行程末期の 0 S2から E2の間において燃料噴射 Q 2が行われる。 こ のときには平均空燃比 AZ Fはかなり リ ーンとなっている。 要求負 荷 Lが L , と L 2 の間のときには吸気行程初期の 0 SIから 0 Elの間 において第 1 回目の燃料噴射 Q 1 が行われ、 次いで圧縮行程末期の S2から S E2の間において第 2 回目の燃料噴射 Q 2 が行われる。 こ のときにも空燃比 AZ Fは リ ーンとなっている。 要求負荷 Lが L 2 より も大きいときには吸気行程初期の Θ S1から θ E1の間において燃 料噴射 Q 1 が行われる。 このときには要求負荷 Lが低い領域では平 均空燃比 A / Fがリ ーンとされており、 要求負荷 Lが高く なると平 均空燃比 A Z Fが理論空燃比とされ、 要求負荷 Lが更に高く なると 平均空燃比 A / Fがリ ッチとされる。 なお、 圧縮行程末期にのみ燃 料噴射 Q 2が行われる運転領域、 二回に亘つて燃料噴射 Q 1 および Q が行われる運転領域および吸気行程初期にのみ燃料噴射 Q 1 が 行われる運転領域は要求負荷 Lのみにより定まるのではなく 、 実際 には要求負荷 Lおよび機関回転数により定まる。
圧縮行程末期における燃料噴射の基本噴射量 Q 2 はアクセルぺダ ル 34の踏込み量 Lおよび機関回転数 Nの関数と して図 3 Aに示すよ うなマッ プの形で予め R0M42内に記憶されており、 吸気行程初期に おける燃料噴射の基本噴射量 Q 1 もァクセルペダル 34の踏込み量 L および機関回転数 Nの関数と して図 3 Bに示すよ うなマップの形で 予め R0M42内に記憶されている。
また、 圧縮行程末期における燃料噴射の噴射開始時期 S S2もァク セルペダル 34の踏込み量 Lおよび機関回転数 Nの関数と して図 4 A に示すようなマップの形で予め R0M42内に記憶されており、 吸気行 程初期における燃料噴射の噴射開始時期 0 S 1もアクセルべダル 34の 踏込み量 Lおよび機関回転数 Nの関数と して図 4 Bに示すようなマ ップの形で予め R0M42内に記憶されている。
図 5 Aおよび図 5 Bは要求負荷 Lが L , (図 2 ) より も小さいとき 、 即ち圧縮行程末期においてのみ燃料噴射 Q 2が行われる場合を示 している。 なお、 図 5 Bは図 5 Aに比べて要求負荷 Lが高いとき、 即ち噴射量が多いときを示している。
図 5 A , 5 Bに示されているよう にピス ト ン 4 の頂面上にはキャ ビティ 5 aが形成されており、 圧縮行程末期に燃料噴射弁 6からキ ャ ビティ 5 aの底壁面に向けて燃料が噴射される。 この燃料はキヤ ビティ 5 aの周壁面により案内されて点火栓 7 に向かい、 それによ つて点火栓 7 の周りに混合気 Gが形成される。 本発明による実施例 では混合気 G周りの燃焼室 5 内の空間は空気、 又は空気と EGRガス との混合ガスにより満たされており、 従って要求負荷 Lが L , (図 2 ) より も小さいときには燃焼室 5 内の限定された領域内に混合気 G が形成されるこ とになる。
点火栓 7 周りに形成された混合気 Gは点火栓 7 により着火せしめ られる。 この場合、 混合気 Gが薄すぎると混合気 Gは着火せず、 斯 く して失火を生ずるこ とになる。 これに対して混合気 Gが濃すぎる と点火栓 7 の電極に力一ボンが付着し、 この力一ボンを介して点火 電流が漏洩する。 その結果、 点火エネルギが小さ く なり、 斯く して この場合にも失火を生ずるこ とになる。 即ち、 点火栓 7 による良好 な着火を確保するためには最適な濃度の混合気 Gを点火栓 7 の周り に形成する必要がある。
混合気 Gの占める容積が同じ場合には燃料噴射量が増大するほど 混合気 Gの濃度が高く なる。 従って点火栓 7 の周り に最適な濃度の 混合気 Gを形成するためには燃料噴射量が増大するほど混合気 Gの 占める容積を大き く しなければな らない。 云い換えると燃料噴射量 が増大するほど混合気 Gを拡散させなければならないこ とになる。 この場合、 噴射時期を早めれば早めるほど混合気が拡散する。 従つ て本発明による実施例では図 2 に示されるよ うに要求負荷 Lが高く なるほど、 即ち噴射量が増大するほど噴射開始時期 Θ S2が早められ る。 その結果、 図 5 Bに示されるよ う に噴射量が多いときには図 5 Aに示されるように噴射量が少ないときに比べて混合気 Gの占める 容積が大き く なる。
一方、 混合気 Gが拡散するには時間を要するので機関回転数 Nが 高く なるほど噴射時期を早める必要がある。 従って本発明による実 施例では機関回転数 Nが高く なるほど噴射開始時期 Θ S 2が早められ る。 即ち、 本発明による実施例では点火栓 7 の周り に最適な濃度の 混合気 Gが形成されるよう に噴射開始時期 0 S2が定められている。 一方、 前述したよう に要求負荷 Lが L , と L 2 との間にあるとき には二回に分けて燃料噴射が行われる。 この場合、 吸気行程初期に 行われる第 1 回目の燃料噴射 Q 1 によって燃焼室 5 内に稀薄混合気 が形成される。 次いで圧縮行程末期に行われる第 2 回目の燃料噴射 Q 2 によって点火栓 7 周り に最適な濃度の混合気が形成される。 こ の混合気が点火栓 7 によ り着火せしめられ、 この着火火炎によって 稀薄混合気が燃焼せしめられる。
一方、 要求負荷 Lが L 2 より も大きいときには図 2 に示されるよ うに燃焼室 5 内にはリ 一ン又は理論空燃比又はリ ツチ空燃比の均一 混合気が形成され、 この均一混合気が点火栓 7 により着火せしめら れる。
次に導管 27からサージタ ンク 1 3内にパージガスをパージ した場合 について説明する。
本発明による実施例では要求負荷 Lが L , より も小さいときには 基本燃料量が図 3 Aに示されるマップから定められる。 一方、 サ一 ジタ ンク 1 3にパージされたパージガスは空気と燃料べ一パとの混合 ガスからなり、 パージガス中の燃料べ一パは燃焼室 5 内において燃 焼せしめられる。 即ち、 燃料べーパも噴射燃料と同様に機関の出力 を発生するために使用される。 従って本発明による実施例では図 3 Aに示すマップから算出された基本燃料量 Q 2 から燃料べ一パ量を 減算した量が実際に噴射すべき噴射量とされる。
と ころでパージガスのパージ量を少な く する と活性炭 2 1の吸着能 力が飽和してしまい、 従ってパージガスのパージ量はできるだけ多 く することが好ま しい。 しかしながらこのパージガス、 即ち燃料べ ーパは燃焼室 5 内全体に拡散する。 従って上述の如く 燃料べーパ量 が増大するにつれて噴射量が減少せしめられる場合にはパージガス 量を多 く するほど点火栓 7 周りに形成される混合気 Gの濃度が薄く なる。 この場合、 混合気 Gの濃度が薄く なりすぎると失火するので 混合気 Gの濃度は或る一定限度までしか薄く できない。
そこで本発明による実施例では噴射量が少ないときにはパージさ れる燃料べ一パ量を少なく し、 噴射量が多く なるとパージされる燃 料べ一パ量を多く するように している。 即ち、 噴射量が増大するに つれてパージされる燃料べ一パ量を増大させるよう にしている。
この場合、 燃料べ一パ量を噴射量に比例して増大させるこ と もで きる。 即ち、 噴射量に対する燃料べ一パ量の割合を示す燃料べ一パ 率を一定にするこ と もできる。 しかしながら特に燃焼室 5 内の限定 された領域内に混合気を形成するよう に した場合には燃料べーパ率 を噴射量に応じて変えるこ とが好ま しい。 次にこのこ とについて図 6 A， 6 Bを参照しつつ説明する。
図 6 A， 6 Bは燃焼室 5 内における混合気の量を模式的に示して いる。 なお、 図 6 Aは図 5 Aに対応しており、 図 6 Bは図 5 Bに対 応じている。 即ち、 図 6 Aは噴射量が少な く 、 従って点火栓 7 の近 傍のみに混合気が形成される場合を示しており、 図 6 Bは噴射量が 多く 、 混合気が分散している場合を示している。
また、 図 6 A， 6 Bにおいて実線 Gはパージ作用を行っていない 場合の混合気量を示しており、 破線 G ' は同一の燃料べーパ率でも つて燃料べ一パがパージされたと きに点火栓 7周り に集ま っている 混合気量を示しており、 破線 Vは燃焼室 5 内全体に分散している燃 料べ—パ量を示している。 燃料べーパがパ—ジされたときに点火栓
7周り に集ま っている混合気量 G ' は噴射燃料により形成された混 合気量と燃料べーパ量 Vとの和になる。 図 6 Aに示される場合には全燃料べ一パ量 Vのうちのわずかな量 だけ しか噴射燃料により形成された混合気量に重畳されないので混 合気量 G ' は混合気量 Gに対してかなり少なく なる。 これに対して 図 6 Bに示される場合には全燃料べ一パ量 Vの大部分が噴射燃料に より形成された混合気量に重畳されるので混合気量 G ' は混合気量
Gより もさほど少なく ならない。
即ち、 図 6 Bに示す場合には燃料べ一パ率を大き く しても点火栓 7 周りの混合気の濃度はさほど低下せず、 斯く してこの場合には燃 料べ一パ率を大き く しても失火を生じない。 これに対して図 6 Aに 示す場合には燃料べ一パ率を大き く すると点火栓 7 周りの混合気の 濃度がかなり低下し、 斯く して失火を生じるこ とになる。 従って図
6 Aに示す場合には図 6 Bに示す場合に比べて燃料べ一パ率を小さ く しなければならないこ とになる。
そこで本発明による実施例では図 7 に示すよう に基本噴射量 Qが 多く なるにつれて目標燃料べ一パ率 t EVRを高く するようにしている 。 なお、 図 7 において横軸 Nは機関回転数を示しており、 鎖線 Xは 平均空燃比 A Z Fがリ ーンの領域と平均空燃比 A Z Fが理論空燃比 の領域との境界を示している。 図 7 に示されるよう に本発明による 実施例では平均空燃比 A Z Fがリ一ンの領域、 即ち境界 Xより も噴 射量 Qの少ない領域では噴射量 Qが増大するにつれて目標燃料べ一 パ率 t EVRが 20パ一セン トまで徐々 に增大せしめられ、 境界 より も 噴射量 Qの多い領域では目標燃料べ一パ率 t EVRが 20パ一セン トの一 定値とされる。 図 7 に示される目標燃料べ一パ率 t EVRは噴射量 Qお よび機関回転数 Nの関数と してマップの形で予め R0M42内に記憶さ れている。 なお、 図 7 に示す目標燃料べ一パ率 t EVRは一例であって 、 この目標燃料べ一パ率 t EVRは 40パ一セン ト以上にするこ と もでき る。 なお、 図 Ί に示される目標燃料べ一パ率 tEVRはパージ作用が開始 されてから暫ら く した後の目標燃料べ一パ率を示しており、 パージ 作用を開始した直後の目標燃料べーパ率 rEVRは図 8 に示されるよう に徐々 に増大せしめられる。 なお、 図 8 において横軸∑ PG ( 1 ) は パージ作用が開始された後サージタ ンク 13内にパ一ジされたパ一ジ ガス流量の積算値を示している。 本発明による実施例では図 8 に示 す rEVRと tEVRの小さいほうが目標燃料べ一パ率 EVRとされる。 従つ てパージ作用が開始されると目標燃料べ一パ率 EVRは tEVRとなるま で rEVRに沿って徐々 に増大せしめられるこ とがわかる。
次に図 9および図 10を参照しつつパ—ジガス流量の積算値∑ PG ( 1 ) の算出方法について説明する。 図 9 はパージ制御弁 28が全開し ていると きの単位時間当りのパージガス流量、 即ち全開パ一ジガス 流量 PG100C 1 ノ sec)を示している。 この全開パ一ジガス流量 PG100( 1 / sec)は図 9 に示されるよう に大気圧 PAとサージタ ンク 13内の絶 対圧 PMとの圧力差 （PA— PM) の関数となる。 一方、 パージ制御弁 28 は一定時間内においてパージ制御弁 28を開弁すべき時間の割合、 即 ちデューティ比 DUTYに基づいて制御される。 図 10に示されるよう に 単位時間当りのパージガス流量 （ 1 Z sec)はデューティ比 DUTY ( % ) に比例する。 従って図 9 に示される全開パージガス流量 （ 1 Z se c)に DUTY (%) / 100%を乗算すれば実際の単位時間当りのパージ ガス流量 （ 1 /sec)が算出でき、 このパージガス流量 （ 1 /sec)を 積算するこ とによってパージガス流量の積算値∑ PG ( 1 ) が得られ る。 なお、 図 9 に示す関係は予め R0M42内に記憶されている。
次に燃料べ一パ率を目標燃料べーパ率とするのに必要なパ一ジ制 御弁 28のデュ一ティ比 DUTYを求める方法について説明する。 基本噴 射量に対する目標燃料べ一パ量の場合、 即ち目標燃料べ一パ率を E VRと し、 機関回転数を Nとすると、 単位時間当りの基本噴射量は Q - N/60 ( g /sec)と表されるので燃料べ一パ率を目標燃料べ一パ 率 EVRとするのに必要な単位時間当りの燃料べーパのパ一ジ量 EVQ( g Zsec)は次式で表される。
EVQ= EVR · Q · N/60
一方、 単位時間当りの全開パ一ジガス流量 PG100( 1 / sec)にパー ジ制御弁 28の開弁割合、 即ち DUTY/100 を乗算するとその乗算結果 PG100 · DUTY/100 はパ一ジ制御弁 28のデュ一ティ比力く DUTYのとき の単位時間当りのパージガス流量 （ 1 Zsec)を表わしている。 従つ てこのパージガス流量 （ 1 Z sec)にパージガス中の燃料べ一パ濃度 PV ( g X 1 ) を乗算すれば単位時間当りパージされる燃料べ一パ量 ( gZsec)が求まる。 燃料べ一パ率を目標燃料べ一パ率 EVRとする ためにはこの燃料べーパ量 （ g/sec)を上述の燃料べ一パ量 EVQに 一致させる必要があり、 従って燃料べ一パ率を目標燃料べ一パ率 E VRとするためには次式を満たさなければならない。
EVQ= PG100 · PV · DUTY/100
従って目標とするデューティ比 DUTYは次式で表されるこ とになる
DUTY= 100 · EVQ / (PG100 · PV)
こ こで前述したよう に EVQ= EVR · Q · N/60であり、 PG100は 図 9 に示す関係から求まるのでパージガス中の燃料べ一パ濃度 PV ( g Z】 ） が求まればデューティ比 DUTYが求ま るこ とになる。
図 1 に示される第 1 の実施例ではこの燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) が空燃比センサ 32により検出された空燃比 AZ Fから求められる 。 即ち、 単位時間当りパージされるパ一ジガス流量を PG ( 1 /sec) と し、 単位時間当りパージされる燃料べ一パ量を FUEL ( g /sec)と すると燃料べ一パ濃度 PVは次式で表される。
PV= FUEL ( g/sec)/PG ( 1 /sec) こ こでパージガス流量 PG ( 1 / sec)中の空気流量を AIR( 1 /sec) と し、 パージガス流量 PG ( 1 / sec)中の燃料べ一パ流量を FUEL ( 1 /sec)とすると燃料べーパ濃度 PVは次式で表される。
PV= FUEL ( g /sec)/(AIR ( 1 /sec) + FUEL ( 1 /sec)) こ こで空気の密度を p a ( gZ l ) と し、 燃料の密度を； o f ( g / 1 ) とすると上式は次のよ うになる。
PV= FUEL ( g / sec)/ (MR ( g se )Z p a + FUEL ( g/sec)/ P f )
上式の右辺の分母および分子を FUEL ( g /sec)で除算すると上 式は次式のようになる。
PV= 1 /(AIR ( g Z sec) Z FUEL ( g /sec)/ p a + 1 / p ΐ ) ここで AIR( g Zsec)/FUEL ( gZsec)はパ一ジガスの空燃比を表 しており、 この空燃比を AZ F とすると上式は次のようになる。
PV= 1 / (( A / F ) / p a + l / p i
従ってパージガスの空燃比 A / Fがわかれば燃料べ一パ濃度 PVが 求められる。 図 1 に示される実施例ではパージガスの空燃比 A / F を空燃比センサ 32により検出するように しており、 従って空燃比セ ンサ 32により検出された空燃比 A / Fから燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) を求めるこ とができる。
燃料べーパ濃度 PVが求ま ると前述したように次式に基づいてデュ —ティ比 DUTYが算出される。
DUTY= 100 · EVQ / (PG100 · PV)
パージ制御弁 28のデューティ比 DUTYを上式から算出されたデュー ティ比 DUTYとすれば燃料べ一パ率が目標燃料べーパ率 EVRとなる。 一方、 噴射すべき燃料量 tQは基本噴射量 Qから燃料べ—パ量を減 量した値とされる。 この場合、 減量すべき噴射量は Q · EVR となる 。 従って噴射すべき燃料量 tQは次式で表される。 t Q = Q · ( 1 - EVR)
さて、 前述したように目標燃料べ一パ率 EVRは図 8 に示す rEVRと t EVRの小さい方の値とされる。 この場合、 目標燃料べ一パ率 EVRと して図 8 に示す rEVRと t EVRの小さい方の値をそのまま用いるこ と も できる。 しかしながら特に燃焼室 5 内の限定された領域内に混合気 を形成するようにした場合には燃料べーパをパージすると燃焼が不 安定となり、 機関の出力 トルクが変動しやすく なる。 従って機関の 出力 トルク変動が大き く ならないよう に目標燃料べ一パ率 EVRを定 めるこ とが好ま しいと言える。
そこで本発明による実施例では機関の出力 トルク変動が予め定め られた変動量を越えない限り rEVR又は t EVRに向けて目標燃料べ一パ 率 EVRを徐々 に増大させ、 次いで機関の出力 トルク変動が予め定め られた変動量を越えない限り 目標燃料べーパ率 EVRを rEVR又は t EVR に維持するようにしている。 この場合、 も し機関の出力 トルク変動 が予め定められた変動量より も大き く なると目標燃料べーパ率 EVR が低下せしめられる。
このよ う に本発明による実施例では機関出力の トルク変動量に基 づいて目標燃料べーパ率 EVRが制御される。 そこで次に トルク変動 量の算出方法の一例について概略的に説明する。
例えばクラ ンク シ ャ フ 卜が圧縮上死点 （以下 TDCと称す） から圧 縮上死点後 （以下 ATDCと称す） 30 ° まで回転する間のク ラ ンク シ ャ フ 卜の角速度を第 1 の角速度 と称し、 ク ラ ンク シ ャ フ トが ATDC 60。 から ATDC90 ° まで回転する間のク ラ ンク シ ャ フ 卜の角速度を第 2の角速度 ω b と称すると、 各気筒において燃焼が行われたときに 燃焼圧によつてクラ ンク シャフ トの角速度は第 1 の角速度 ω aから 第 2の角速度 ω bへ上昇せしめられる。 このとき、 機関の回転慣性 モーメ ン トを I とすると燃焼圧によって運動エネルギが （ 1 Z 2 ) . I ω a 2 から （ 1 Z 2 ) · I ω b 2 へ上昇せしめられる。 概略的 に云う と この運動エネルギの上昇量 （ 1 / 2 ) · Ι · (ω b 2 - ω a 2)によって トルクが発生するので発生 トルクは （co b 2 - ω a 2) に比例するこ とになる。 従って発生 トルクは第 1 の角速度 ω aの 2 乗と第 2の角速度 の 2乗との差から求まることになる。
次に図 11を参照しつつ各気筒が発生する トルクを算出する方法に ついて説明する。 前述したようにク ラ ンク角センサ 36はクラ ンク シ ャ フ 卜が 30° クラ ンク角度回転する毎に出力パルスを発生し、 更に ク ラ ンク角セ ンサ 36は各気筒 # 1 ， # 2， # 3， # 4の圧縮上死点
TDCにおいて出力パルスを発生するように配置されている。 従って ク ラ ンク角セ ンサ 36は各気筒 # 1 ， # 2， # 3 , # 4の TDCから 30 ° クラ ンク角毎に出力パルスを発生することになる。 なお、 本発明 において用いられている内燃機関の点火順序は 1 一 3 — 4 一 2であ o
図 11において縦軸 T 30はクラ ンク角センサ 36が出力パルスを発生 してから次の出力パルスを発生するまでの 30° ク ラ ンク角度の経過 時間を表わしている。 また、 Ta ( i ) は i 番気筒の TDCから ATDC30 。 までの経過時間を示しており、 Tb ( i ) は i番気筒の ATDC60。 か ら ATDC90° までの経過時間を示している。 従って例えば Ta ( l ) は 1 番気筒の TDCから ATDC30° までの経過時間を示しており、 Tb ( 1 ) は 1 番気筒の ATDC60° から ATDC90° までの経過時間を示している こ とになる。 一方、 30° クラ ンク角度を経過時間 T 30で除算すると この除算結果は角速度 ωを表わしている。 従って 30。 ク ラ ンク角度 ZTa ( i ) は i 番気筒における第 1 の角速度 を表しており、 30 ° ク ラ ンク角度/ Tb ( i ) は i 番気筒における第 2の角速度 を 表しているこ とになる。
図 12は トルク変動量を算出するためのルーチンを示しており、 こ のルーチンは 30° ク ラ ンク角毎の割込みによって実行される。
図 12を参照するとまず初めにステップ 100において現在 i 番気筒 の ATDC30° であるか否かが判別される。 現在 i 番気筒の ATDC30° で ない場合にはステップ 102にジャ ンプして現在 i 番気筒の ATDC90° であるか否かが判別される。 現在 i 番気筒の ATDC90° でない場合に は処理サイ クルを完了する。
これに対しステップ 100において現在 i 番気筒の ATDC30° である と判別されたときにはステップ 101に進んで現在の時刻 ΤΊΜΕと 30° ク ラ ンク角前の時刻 TIME 0 との差から i 番気筒の TDCから ATDC30° までの経過時間 Ta ( i ) が算出される。 次いでステップ 102におい て現在 i 番気筒の ATDC90° であると判別されたときにはステップ 1 03に進んで現在の時刻 TIMEと 30° ク ラ ンク角前の時刻 TIME 0 との差 から i 番気筒の ATDC60° から ATDC90° までの経過時間 Tb ( i ) が算 出される。
次いでステップ 104では i 番気筒の発生 トルク DN ( i ) が次式に 基づいて算出される。
DN ( i ) = ω b 2 - ω a 2 = (30° /Tb ( i ))2 - （30。 /
Ta ( i )"
次いでステップ 105では次式に基づき同一気筒の 1 サイ クルの間 における トルク変動量 DLN( i ) が算出される。
DLN( i ) =DN ( i ) j — DN ( i )
ここで DN ( i ) j は DN ( i ) に対してーサイ クル（720° クラ ンク 角） 前の词ー気筒の発生 トルクを表わしている。
次いでステップ 106ではカウ ン ト値 Cが 1 だけイ ンク リ メ ン トさ れる。 次いでステップ 107ではカウ ン 卜値 Cが 4 になったか否か、 即ち全気筒について トルク変動量 DLN( i ) が算出されたか否かが判 別される。 C = 4 になる とステップ 108に進んで次式に示す全気筒 の トルク変動量 DLN ( i ) の平均値が最終的な トルク変動量 SMとされ る o
SM = ( DLN ( l ) + DLN ( 2 ) + DLN ( 3 ) + DLN ( 4 ) ) / 4
次いでステップ 109においてカウ ン ト値 Cが零とされる。
次に図 13および図 14を参照しつつパージ制御について説明する。 なお、 図 13および図 14に示すル一チンは一定時間毎の割込みによつ て実行される。
図 13および図 14を参照するとまず初めにステップ 200においてパ 一ジ条件が成立したか否かが判別される。 例えば機関冷却水温が 80 °C以上であり、 かつ機関始動後 30秒経過したときにはパ一ジ条件が 成立したと判断される。 パ一ジ条件が成立しているときにはステツ プ 201に進んで燃料の供給が停止されているか否かが判別される。 燃料の供給が停止されていないときにはステップ 202に進む。
ステップ 202では大気圧センサ 33により検出された大気圧 PAおよ び圧力セ ンサ 30により検出された絶対圧 PMに基づいて図 9 に示す関 係から全開パージガス流量 PG 100が算出される。 次いでステップ 2 03では現在のデューティ比 DUTYを用いて次式から単位時間当りのパ 一ジガス流量 PGが算出される。
PG = PG 100 · DUTY/ 100
次いでステツプ 204ではパ―ジガス流量 PGがパ一ジガス流量の積 算値∑PGに加算される。 次いでステップ 205ではパージガス流量の 積算値∑ PGに基づいて図 8 に示す関係から目標燃料べ—パ率 r EVRが 算出される。 次いでステップ 206では図 7 に示す関係から目標燃料 ベ一パ率 t EVRが算出される。 次いでステップ 207では rEVRと t EVRの 小さい方が目標燃料べ一パ率の許容最大値 MAXとされる。
次いでステップ 208では トルク変動量 SMが予め定められた変動量 SM。 より も大きいか否かが判別される。 SM≤SM。 のときにはステツ プ 209に進んで目標燃料べーパ率 EVRに一定値 ΔΕ1が加算される。 これに対して SM〉SM。 のときにはステップ 210に進んで目標燃料べ —パ率 EVRから一定値 ΔΕ2が減算される。 次いでステップ 211では 目標燃料べ一パ率 EVRが許容最大値 MAXより も大きいか否かが判別 される。 EVR≥MAX のときにはステップ 212に進んで許容最大値 M AXが目標燃料べ一パ率 EVRとされる。
即ち SM〉SM。 になると EVRは小さ く される。 これに対して 。 であれば EVRは増大せしめられ、 SM≤SM。 である限り EVRは MAX とされる。
次いでステップ 213では図 3 A， 3 Bに示すマップから基本噴射 量 Qが算出される。 この基本噴射量 Qは図 2 において L < L , の領 域では Q 2 に等し く 、 L , ≤ L < L 2 の領域では Q 1 と Q 2の和で あり、 L L 2 の領域では Q 1 に等しい。 次いでステップ 214では 基本噴射量 Q、 目標燃料べ一パ率 EVRおよび機関回転数 Nを用いて 次式から単位時間当りにパ一ジすべき燃料べ一パ量 EVQが算出され る。
EVQ= Q - EVR · N/60
次いでステップ 215では空燃比センサ 32により検出されている空 燃比 A/ Fが読込まれる。. 次いでステップ 216ではこの空燃比 A Z Fから次式に基づいてパージガス中の燃料べ一パ濃度 PVが算出され o
PV= 1 /((A/F ) / 3 a + 1 / ) f )
次いでステップ 217では次式に基づいて燃料べ一パ率を目標燃料 ベーパ率 EVRとするのに必要なデューティ比 DUTYが算出される。
DUTY= 100 · EVQ /(PG100 · PV)
次いでステップ 218ではデューティ比 DUTYが 100%以上か否かが 判別される。 DUTYく 100 %のときにはステップ 221に進んで EVI^《 最終的な目標燃料べーパ率 t EVとされる。 これに対して DUTY≥ 100 %のときにはステップ 219に進んでデューティ比 DUTYが 100 %とさ れ、 次いでステップ 220に進んで次式に基づき最終的な目標燃料べ —パ率 t EVが算出される。
t EV = PG 100 · PV/ ( Q · N / 60)
即ち PG 100 · PVは DUTY = 100 のときにパージされる燃料べ一パ 量を表わしているので最終的な目標燃料べ一パ率 t EVは上式の如く 表される。
一方、 ステップ 200においてパージ条件が成立していないと判断 されたとき、 又はステップ 201において燃料の供給が停止されてい ると判断されたときにはステップ 222に進んでデューティ比 DUTYが 零とされ、 次いでステップ 223において最終的な目標燃料べ一パ率 t EVが零とされる。 このときにはパージ作用が停止される。
図 15は燃料噴射を制御するためのルーチ ンを示しており、 このル 一チンは繰返し実行される。
図 15を参照するとまず初めにステ ップ 300において燃料噴射 Q 2 のみが行われるか否かが判別される。 燃料噴射 Q 2 のみが行われる ときにはステップ 301に進んで図 3 Aに示すマップから基本噴射量 Q 2が算出される。 次いでステップ 302では次式に基づいて最終的 な噴射量 t Q2が算出される。
t Q2 = Q 2 - ( 1 - t EV)
次いでステップ 303では図 4 Aに示すマップから噴射開始時期 Θ S2が算出され、 この と噴射量 Q 2 と機関回転数 Nから噴射完了 時期 θ E2が算出される。
一方、 ステップ 300において燃料噴射 Q 2 のみが行われていない と判断されたときにはステップ 304に進んで燃料噴射 Q 1 および Q 2が行われるか否かが判別される。 燃料噴射 Q 1 および Q 2が行わ れるときにはステ ップ 305に進んで図 3 A , 3 Bに示すマ ップから 基本噴射量 Q 1 および Q 2が算出される。 次いでステップ 306では 次式に基づいて最終的な噴射量 tQlが算出される。
tQl- Q 1 · ( 1 — tEV)
次いでステップ 307では次式に基づいて最終的な噴射量 tQ2が算 出される。
tQ2= Q 2 · ( 1 — tEV)
次いでステップ 308では図 4 A, 4 Bに示すマ ップから噴射開始 時期 e Sl， 0 S2が算出され、 これら 0 S1， 0 S2と噴射量 Q l ， Q 2 と機関回転数 Nから噴射完了時期 Ε1， θ Ε2が算出される。
なお、 この場合、 全基本噴射量 Q (= Q 1 + Q 2 ) から噴射すベ き全噴射量 tQ (= Q ( 1 一 tEV)) を求め、 最終的な噴射量 tQlを t Ql= tQ— Q 2 と し、 最終的な噴射量 tQ2を tQ2= Q 2 とするこ と も できる。
一方、 ステップ 304において燃料噴射 Q 1 および Q 2が行われて いないと判断されたときにはステップ 309に進んで図 3 Bに示すマ ップから基本噴射量 Q 1 が算出される。 次いでステップ 310では次 式に基づいて最終的な噴射量 tQlが算出される。
tQl= Q 1 · ( 1 - tEV)
次いでステップ 311では図 4 Bに示すマップから噴射開始時期 Θ S1が算出され、 この 0 S1と噴射量 Q 1 と機関回転数 Nから噴射完了 時期 θ E1が算出される。
図 16から図 18に第 2実施例を示す。 図 16に示されるようにこの 実施例ではサ一ジタ ンク 13内に空燃比センサ 50が配置され、 吸気ダ ク ト 14内には吸入空気量を検出するためのエアフローメ ータ 51が配 置される。 この実施例ではパージガスの燃料べーパ濃度 PV ( g Z 1 ) が吸入空気量 GA ( 1 / sec)と吸入ガスの空燃比 AZ Fから算出さ れる。
即ち、 この実施例においても第 1 実施例と同様に目標とするパ一 ジ制御弁 28のデュ一ティ比 DUTYは次式に基づいて算出される。
DUTY= 100 · EVQ /(PG100 · PV)
こ こで前述したように EVQ= EVR · Q · N/60であり、 PG100は 図 9 に示す関係から求まるので第 1 実施例と同様にパージガス中の 燃料べ一パ濃度 PV ( g Z 1 ) が求まればデューティ比 DUTYが求まる こ とになる。
図 16に示される第 2の実施例ではこの燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) が空燃比センサ 50により検出された吸入ガスの空燃比 AZ Fと、 エアフローメ ータ 51により検出された吸入空気量 GA ( 1 / sec)から 求められる。 即ち、 単位時間当りパージされるパージガス流量を PG ( 1 Zsec)と し、 単位時間当りパージされる燃料べ一パ量を FUEL ( g /sec)とする と燃料べ一パ濃度 PVは前述したよう に次式で表され o
PV= FUEL ( g sec)/PG ( 1 /sec)
こ こで右辺の分母を GA ( 1 /sec) + PG ( 1 / sec)に置き換えると 上式は次のよう になる。
PV= (FUEL ( g /sec)/ (GA ( 1 /sec) + PG ( 1 /sec)) 〕 · 〔 (GA ( 1 /sec) + PG ( 1 Zsec)) /PG ( 1 /sec)) = (FUEL ( g /sec)/ (GA ( 1 /sec) + PG ( 1 /sec)) 〕 · [GA ( 1 Zsec)/PG ( 1 /sec) + 1 〕
こ こでパージガス流量 PG ( 1 / sec)中の空気流量を AIR( 1 /sec) と し、 パージガス流量 PG ( 1 Zsec)中の燃料べ一パ流量を FUEL ( 1 Zsec)とすると上式の右辺の前段 FUEL ( g /sec)/ (GA ( 1 / sec) + PG ( 1 /sec)) は次式で表される。
FUEL ( g Zsec)Z (GA ( 1 /sec) + AIR( 1 /sec) + FUEL ( 1 Zsec))
こ こで空気の密度を ) o a ( g/ 1 ) と し、 燃料の密度を p i C g / 1 ) とすると上式は次のようになる。
FUEL ( g /sec)/ 〔 (GA ( g /sec) + AIR( g /sec)) / p a + FUEL ( g /sec)/ p f 〕
上式の分母および分子を FUEL ( g Zsec)で除算すると上式は次式 のようになる。
1 Z 〔 (GA ( g/sec) + AIR(g /sec)) /FUEL ( g /sec)/ p a + I / p f)
こ こで （GA ( g /sec) + A!R(g /sec)) /FUEL ( g /sec)は吸入 ガスの空燃比を表しており、 この空燃比を A/ F とすると上式は次 のようになる。
1 /((A/ F ) / p a + I / p ί
従って燃料べ一パ濃度 PVは次式で表されるこ とになる。
PV= 〔 〗 Z((A/F) / ? a + l Zp f ) 〕 · [GA ( 1 Zsec)/ PG ( 1 /sec) + 1 〕
こ こで吸入空気量 GA ( 1 Zsec)はェアフ ロ一メ ータ 51により検出 されており、 またパージガス流量 PG ( 1 Z sec)は図 9 に示される全 開パ一ジガス流量 PG100とデュ一ティ比 DUTYを用いて次式から算出 するこ とができる。
PG= PG100 · DUTY/ 100
従って吸入ガスの空燃比 A / Fがわかれば燃料べ一パ量 PVが求め られるこ とになる。 図 16に示される実施例では吸入ガスの空燃比 A Z Fを空燃比センサ 50により検出するよ う に しており、 従って空燃 比センサ 50により検出された空燃比 AZ Fから燃料べーパ濃度 PV ( g/ 1 ) を求めるこ とができる。
燃料べーパ濃度 PVが求まると前述したよう に次式に基づいてデュ 一ティ比 DUTYが算出される。
DUTY = 100 · EVQ / (PG 100 · PV)
パ一ジ制御弁 28のデユ ーティ比 DUTYを上式から算出されたデュー ティ比 DUTYとすれば燃料べーパ率が目標燃料べ一パ率 EVRとなる。 次に図 17および図 18を参照しつつ第 2実施例を実行するためのパ —ジ制御ル一チンについて説明する。 なお、 図 17および図 18に示す ル一チンにおいて図 13および図 14に示すルーチンと異なるのはステ ップ 415およびステップ 416であり、 その他のステップについては 図 13および図 14におけるステップと同 じである。
即ち、 図 17および図 18を参照するとまず初めにステップ 400にお いてパ一ジ条件が成立したか否かが判別される。 例えば機関冷却水 温が 80°C以上であり、 かつ機関始動後 30秒経過したときにはパ一ジ 条件が成立したと判断される。 パージ条件が成立しているときには ステップ 401に進んで燃料の供給が停止されているか否かが判別さ れる。 燃料の供給が停止されていないときにはステップ 402に進む ステップ 402では大気圧センサ 33により検出された大気圧 PAおよ び圧力センサ 30により検出された絶対圧 PMに基づいて図 9 に示す関 係から全開パージガス流量 PG 100が算出される。 次いでステップ 4 03では現在のデュ一ティ比 DUTYを用いて次式から単位時間当りのパ ージガス流量 PGが算出される。
PG = PG 100 · DUTY/ 100
次いでステップ 404ではパージガス流量 PGがパ一ジガス流量の積 算値∑PGに加算される。 次いでステップ 405ではパージガス流量の 積算値∑ PGに基づいて図 8 に示す関係から目標燃料べ一パ率 rEVRが 算出される。 次いでステップ 406では図 7 に示す関係から目標燃料 ベ一パ率 t EVRが算出される。 次いでステップ 407では rEVRと t EVRの 小さい方が目標燃料べ一パ率の許容最大値 MAXとされる。
次いでステップ 408では トルク変動量 SMが予め定められた変動量 SMo より も大きいか否かが判別される。 SM≤SM。 のときにはステツ プ 409に進んで目標燃料べ一パ率 EVRに一定値 ΔΕ1が加算される。 これに対して SM〉SM。 のときにはステップ 410に進んで目標燃料べ —パ率 EVRから一定値 ΔΕ2が減算される。 次いでステップ 411では 目標燃料べーパ率 EVRが許容最大値 MAXより も大きいか否かが判別 される。 EVR≥MAX のときにはステップ 412に進んで許容最大値 M AXが目標燃料べ一パ率 EVRとされる。
次いでステップ 413では図 3 A， 3 Bに示すマップから基本噴射 量 Qが算出される。 前述したようにこの基本噴射量 Qは図 2 におい て Lく の領域では Q 2 に等しく 、 ≤ L < L 2 の領域では Q 1 と Q 2の和であり、 L≥ L 2 の領域では Q 1 に等しい。 次いでス テツプ 414では基本噴射量 Q、 目標燃料べーパ率 EVRおよび機関回 転数 Nを用いて次式から単位時間当りにパージすべき燃料べーパ量 EVQが算出される。
EVQ二 Q · EVR · N/60
次いでステップ 415では空燃比センサ 50により検出されている空 燃比 A/Fが読込まれる。 次いでステップ 416ではェアフロ一メ 一 タ 51により検出されている吸入空気量 GAが読込まれる。 次いでステ ップ 417では次式に基づいて燃料べ一パ濃度 PVが算出される。
PV= I I /((A / F / p a + I / p ί ) · CGA/PG+ 1 〕 次いでステップ 418では燃料べ一パ率を目標燃料べーパ率 EVRと するのに必要なデューティ比 DUTYが算出される。
DUTY= 100 · EVQ /(PG100 · PV)
次いでステップ 419ではデューティ比 DUTYが 100%以上か否かが 判別される。 DUTYく 100 %のときにはステップ 422に進んで EVRが 最終的な目標燃料べ一パ率 tEVとされる。 これに対して DUTY≥ 100 %のときにはステップ 420に進んでデューティ比 DUTYが 100%とさ れ、 次いでステップ 421に進んで次式に基づき最終的な目標燃料べ —パ率 tEVが算出される。
tEV= PG100 * PV/ ( Q · N/60)
一方、 ステップ 400においてパージ条件が成立していないと判断 されたと き、 又はステップ 401において燃料の供給が停止されてい ると判断されたときにはステップ 423に進んでデュ一ティ比 DUTYが 零とされ、 次いでステップ 424において最終的な目標燃料べ一パ率 tEVが零とされる。 このときにはパージ作用が停止される。
図 19から図 21に第 3実施例を示す。 図 19に示されるようにこの実 施例においても吸気ダク ト 14内には吸入空気量を検出するためのェ アフロ一メ 一夕 51が配置される。 この実施例ではパ一ジガスの燃料 ベ一パ濃度 PV ( g Z 1 ) が吸入空気量 GA ( 1 /sec)と、 空燃比セン サ 37により検出された排気ガスの空燃比 A Z Fから算出される。 即ち、 この実施例においても第 1 実施例と同様に目標とするパー ジ制御弁 28のデュ一ティ比 DUTYは次式に基づいて算出される。
DUTY= 100 · BVQ /(PG100 · PV)
こ こで前述したように EVQ= EVR · Q · NZ60であり、 PG100は 図 9 に示す関係から求まるので第 1 実施例と同様にパージガス中の 燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) が求まればデューティ比 DUTYが求まる ことに 。
図 19に示される第 3実施例ではこの燃料べーパ濃度 PV ( g / 1 ) が空燃比センサ 37により検出された排気ガスの空燃比 A Z Fと、 ェ アフロ一メ ータ 51により検出された吸入空気量 GA ( 1 / sec)から求 められる。 即ち、 単位時間当りパージされるパージガス流量を PG ( 1 / sec)と し、 単位時間当りパージされる燃料べ一パ量を FUEL ( g Z sec)とすると燃料べ一パ濃度 PVは前述したように次式で表される o
PV= FUEL ( g /sec)/PG ( 】 Zsec)
こ こで単位時間当りの基本噴射量 Q - N/60 ( g Zsec)を用いて 右辺の分子 FUEL ( g Zsec)を FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g / se c)に置き換えると上式は次のようになる。
PV= (FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g /sec)) /PG ( 1 /sec) 一 Q · N/60 ( g / sec)ZPG ( 1 /sec)
次いで右辺第 1 項の分母 PG ( 1 Zsec)を GA ( 1 /sec) + PG ( 1 / sec) + Q · N/60 ( g/sec)/ p f に置き換えると上式は次のよう になる。 こ こで i) f は燃料の密度 （ g Z l ) である。
PV= 〔 (FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g /sec)) / (GA ( 1 / sec) + PG ( 1 /sec) + Q - N/60 ( g /sec)/ p f ) · 〔 (GA ( 1 / sec) + PG ( 1 /sec) + Q · N/60 ( g /sec)/ p f ) ZPG ( 1 / sec)〕 - Q - N/60 ( g /sec)/PG ( 1 / sec)
= 〔 (FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g /sec)) / (GA ( 1 / sec) + PG ( 1 /sec) + Q · N /60 ( g /sec)/ p f ) 〕 ·
(GA ( 1 /sec)/PG ( 1 /sec) + 1 + Q · N /60 ( g/sec) / p f /PG ( 1 / sec；)〕 一 Q · N/60 ( g /sec)/PG ( 1 / sec)
こ こでパージガス流量 PG ( 1 Zsec)中の空気流量を A 1R( 1 /sec) と し、 パージガス流量 PG ( 1 / sec)中の燃料べ一パ流量を FUEL ( 1 /sec)とすると上式の右辺第 1 項の前段 （FUEL ( g/sec) + Q · N /60 ( g /sec)) / (GA ( 1 /sec) + PG ( 1 /sec) + Q · N/60 ( g/sec)/ p f ) は次式で表される。
(FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g /sec)) / (GA ( 1 /sec) + AIR( 1 /sec) + FUEL ( 1 /sec) + Q · N/60 ( g /sec)/ p f ) こ こで空気の密度を p a ( g / 1 ) とすると上式は次のようにな る。
(FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g /sec)) / 〔 (GA ( g /sec) + AIR( g /sec)) / p a + FUEL ( g/sec)/ p f + Q · N/60 ( g / se )/ p f 〕
上式の分母および分子を FUEL ( g /sec) + Q · N/60 ( g /sec) で除算すると上式は次式のようになる。
1 Z 〔 (GA ( g/sec) + AIR( g /sec)) / (FUEL ( g/sec) + Q • N/60 ( g/sec)) / p a + 1 / p f )
こ こで （GA ( g /sec) + AIR(g /sec)) / (FUEL ( g /sec) + Q - N/60 ( g /sec)) は吸入ガスの空燃比を表しており、 この空燃 比を A/ Fとすると上式は次のよう になる。
l /CCA/ D / ^ a + l / ^o f )
従って燃料べ一パ濃度 PVは次式で表されるこ とになる。
PV= C l /((A/F) / p a + l // f ) · [GA ( 1 /sec)/ PG ( 1 /sec) + 1 + Q · N/60 ( g / sec)Z p f /PG ( 1 Z sec)) 〕 - Q · N/60 ( g /sec)/PG ( 1 /sec)
こ こで吸入空気量 GA ( 1 Z sec)はェアフ ロ一メ ータ 51により検出 されており、 基本噴射量 Qは算出されており、 またパージガス流量 PG ( 1 / sec)は図 9 に示される全開パ一ジガス流量 PG100とデュ一 ティ比 DUTYを用いて次式から算出するこ とができる。
PG= PG100 · DUTY/ 100
従って排気ガスの空燃比 A / Fがわかれば燃料べ一パ量 PVが求め られるこ とになる。 図 19に示される実施例では排気ガスの空燃比 A /Fを空燃比センサ 37により検出するよう にしており、 従って空燃 比センサ 37により検出された空燃比 AZ Fから燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) を求めるこ とができる。
燃料べ一パ濃度 PVが求ま る と前述したよう に次式に基づいてデュ —ティ比 DUTYが算出される。
DUTY = 100 · EVQ / (PG 100 · PV)
パ一ジ制御弁 28のデューティ比 DUTYを上式から算出されたデュー ティ比 DUTYとすれば燃料べ一パ率が目標燃料べ一パ率 EVRとなる。 次に図 20および図 21を参照しつつ第 3実施例を実行するためのパ —ジ制御ルーチンについて説明する。 なお、 図 20および図 21に示す ルーチンは図 17および図 18に示すル一チンと同じである。
即ち、 図 20および図 21を参照するとまず初めにステップ 500にお いてパージ条件が成立したか否かが判別される。 例えば機関冷却水 温が 80。C以上であり、 かつ機関始動後 30秒経過したときにはパージ 条件が成立したと判断される。 パ一ジ条件が成立しているときには ステップ 501に進んで燃料の供給が停止されているか否かが判別さ れる。 燃料の供給が停止されていないときにはステ ップ 502に進む o
ステップ 502では大気圧センサ 33により検出された大気圧 PAおよ び圧力センサ 30により検出された絶対圧 PMに基づいて図 9 に示す関 係から全開パージガス流量 PG 100が算出される。 次いでステップ 5 03では現在のデューティ比 DUTYを用いて次式から単位時間当りのパ 一ジガス流量 PGが算出される。
PG = PG 100 · DUTY/ 100
次いでステップ 504ではパージガス流量 PGがパ一ジガス流量の積 算値∑PGに加算される。 次いでステップ 505ではパージガス流量の 積算値∑ PGに基づいて図 8 に示す関係から目標燃料べーパ率 rEVRが 算出される。 次いでステップ 506では図 7 に示す関係から目標燃料 ベーパ率 t EVRが算出される。 次いでステップ 507では rEVRと t EVRの 小さい方が目標燃料べーパ率の許容最大値 MAXとされる。
次いでステップ 508では トルク変動量 SMが予め定められた変動量 SM„ より も大きいか否かが判別される。 SM≤SM。 のときにはステツ プ 509に進んで目標燃料べ一パ率 EVRに一定値 ΔΕ1が加算される。 これに対して SM〉SM。 のときにはステップ 510に進んで目標燃料べ —パ率 EVRから一定値 ΔΕ2が減算される。 次いでステップ 511では 目標燃料べ—パ率 EVRが許容最大値 MAXより も大きいか否かが判別 される。 EVR≥MAX のときにはステップ 512に進んで許容最大値 M AXが目標燃料べ一パ率 EVRとされる。
次いでステップ 513では図 3 A， 3 Bに示すマップから基本噴射 量 Qが算出される。 前述したようにこの基本噴射量 Qは図 2 におい てしく ！^ の領域では Q 2 に等し く 、 L , ≤ L < L 2 の領域では Q 1 と Q 2 の和であり、 L≥ L 2 の領域では Q 1 に等しい。 次いでス テツプ 514では基本噴射量 Q、 目標燃料べ一パ率 EVRおよび機関回 転数 Nを用いて次式から単位時間当り にパージすべき燃料べ一パ量 EVQが算出される。
BVQ= Q - EVR · N/60
次いでステップ 515では空燃比センサ 37によ り検出されている空 燃比 AZFが読込まれる。 次いでステップ 516ではエアフローメ 一 タ 51により検出されている吸入空気量 GAが読込まれる。 次いでステ ップ 517では次式に基づいて燃料べ一パ濃度 PVが算出される。
PV= { \ /{{h / ¥ ) / p Ά + \ / p ί ) ) · [GA/PG+ 1 + Q · N/60/ p f /PG〕 - Q · N/60/PG
次いでステップ 518では燃料べ一パ率を目標燃料べーパ率 EVRと するのに必要なデューティ比 DUTYが算出される。
DUTY= 100 · EVQ /(PG100 · PV)
次いでステップ 519ではデューティ比 DUTYが 100%以上か否かが 判別される。 DUTYく 100 %のときにはステップ 522に進んで EVRが 最終的な目標燃料べ一パ率 t EVとされる。 これに対して DUTY≥ 100 %のときにはステップ 520に進んでデューティ比 DUTYが 100 %とさ れ、 次いでステップ 521に進んで次式に基づき最終的な目標燃料べ ーパ率 t EVが算出される。
t EV二 PG 100 · PV/ ( Q · N Z 60)
一方、 ステップ 500においてパージ条件が成立していないと判断 されたと き、 又はステップ 501において燃料の供給が停止されてい ると判断されたときにはステップ 523に進んでデュ一ティ比 DUTYが 零とされ、 次いでステップ 524において最終的な目標燃料べ一パ率 t EVが零とされる。 このときにはパ ージ作用が停止される。
図 22から図 25に第 4実施例を示す。 図 22に示されるようにこの実 施例では吸気ダク ト 14内に大気温を検出するための温度センサ 52が 取付けられ、 大気温に基づいて燃料べー パ濃度 PV ( g Z 1 ) を推定 するよう にしている。 即ち、 パージ作用が開始されると活性炭 21に 吸着されている燃料べ一パ量は次第に低下し、 従って図 23 Aに示さ れるよう にパージガス中の燃料べ一パ濃度 PVはパ一ジガス流量の積 算値∑ PGが増大するほど減少する。 そこでこの実施例では図 23 Aに 示す関係を予め実験によ り求めておき、 図 23 Aに示す関係に基づい て燃料べーパ濃度 PVを推定するよう にしている。
また、 大気温が高く なると燃料タ ンク 26内における燃料の蒸発作 用が活発となり、 その結果図 23 Bに示されるように単位時間当りの 燃料べ一パ濃度の増大量 Δ Ρν ( g Z 1 ) は大気温 Taが高く なると大 き く なる。 そこでこの実施例では図 23 Bに示す関係を予め実験によ り求めておき、 図 23 Bに示す関係に基づいて単位時間当り燃料べ一 パ濃度の増大量 Δ Ρνを推定するよう にしている。
次に図 24および図 25を参照しつつ第 4実施例を実行するためのパ —ジ制御ルーチンについて説明する。 なお、 図 24および図 25に示す ルーチンにおいて図 13および図 14に示すルーチンと異なるのはステ ップ 615からステップ 618であり、 その他のステップについては図 13および図 14におけるステップと同じである。
即ち、 図 24および図 25を参照するとまず初めにステップ 600にお いてパージ条件が成立したか否かが判別される。 例えば機関冷却水 温が 80°C以上であり、 かつ機関始動後 30秒経過したときにはパージ 条件が成立したと判断される。 パージ条件が成立しているときには ステップ 601に進んで燃料の供給が停止されているか否かが判別さ れる。 燃料の供給が停止されていないときにはステップ 602に進む ステップ 602では大気圧センサ 33により検出された大気圧 PAおよ び圧力セ ンサ 30により検出された絶対圧 PMに基づいて図 9 に示す関 係から全開パージガス流量 PG 100が算出される。 次いでステップ 6 03では現在のデュ一ティ比 DUTYを用いて次式から単位時間当りのパ 一ジガス流量 PGが算出される。
PG = PG 100 · DUTY/ 100
次いでステップ 604ではパ一ジガス流量 PGがパ一ジガス流量の積 算値∑PGに加算される。 次いでステップ 605ではパージガス流量の 積算値∑ PGに基づいて図 8 に示す関係から目標燃料べ一パ率 rEVRが 算出される。 次いでステップ 606では図 7 に示す関係から目標燃料 ベ一パ率 t EVRが算出される。 次いでステップ 607では rEVRと t EVRの 小さい方が目標燃料べ一パ率の許容最大値 MAXとされる。
次いでステップ 608では トルク変動量 SMが予め定められた変動量 SM。 より も大きいか否かが判別される。 SM≤SM。 のときにはステツ プ 609に進んで目標燃料べ一パ率 EVRに一定値 Δ Ε 1が加算される。 これに対して SM〉SM。 のときにはステップ 610に進んで目標燃料べ —パ率 EVRから一定値 Δ Ε2が減算される。 次いでステップ 61 1では 目標燃料べーパ率 EVRが許容最大値 MAXより も大きいか否かが判別 される。 EVR≥MAX のときにはステップ 612に進んで許容最大値 M AXが目標燃料べ一パ率 EVRとされる。
次いでステップ 613では図 3 A , 3 Bに示すマップから基本噴射 量 Qが算出される。 この基本噴射量 Qは前述したように図 2 におい て Lく L , の領域では Q 2 に等し く、 L , ≤ L < L 2 の領域では Q 1 と Q 2 の和であり、 L≥ L 2 の領域では Q 1 に等しい。 次いでス テツプ 614では基本噴射量 Q、 目標燃料べ—パ率 EVRおよび機関回 転数 Nを用いて次式から単位時間当りにパージすべき燃料べーパ量 EVQが算出される。
BVQ = Q - BVR · N / 60
次いでステップ 615では図 23 Aに示す関係から燃料べーパ濃度 PV が算出される。 次いでステップ 616では図 23 Bに示す関係から燃料 ベーパ濃度の増大量 A PVが算出される。 次いでステップ 617では燃 料べ一パ濃度の増大量の積算値∑△ PVに増大量 Δ Ρνが加算される。 次いでステップ 618では燃料べ一パ濃度 PVに積算値∑ Δ Ρνが加算さ れ、 その加算結果が最終的な燃料べ一パ濃度 PVとされる。
次いでステップ 619ではこの燃料べ一パ濃度 PVを用いて次式から デューティ比 DUTYが算出される。
DUTY = 100 · EVQ / (PG 100 · PV)
次いでステップ 620ではデューティ比 DUTYが 100 %以上か否かが 判別される。 DUTYく 100 %のときにはステップ 623に進んで EVRが 最終的な目標燃料べ一パ率 t EVとされる。 これに対して DUTY≥ 100 %のときにはステップ 621に進んでデューティ比 DUTYが 100 %とさ れ、 次いでステップ 622に進んで次式に基づき最終的な目標燃料べ ーパ率 t EVが算出される。 tEV- PG100 · PV/ ( Q · N/60)
一方、 ステップ 600においてパージ条件が成立していないと判断 されたと き、 又はステップ 601において燃料の供給が停止されてい ると判断されたときにはステップ 624に進んでデューティ比 DUTYが 零とされ、 次いでステップ 625において最終的な目標燃料べーパ率 tEVが零とされる。 このときにはパージ作用が停止される。
次に図 26から図 33を参照しつつ図 1 から図 15に示す第 1 実施例の 変形例について説明する。 なお、 図 26において図 1 に示される構成 要素と同様の構成要素については同一の符号で示す。 。
図 26を参照すると、 内燃機関は 1 番気筒 # 1 、 2番気筒 # 2、 3 番気筒 # 3 、 4番気筒 # 4 を具備する 4 気筒内燃機関からなり、 こ の内燃機関における点火順序は 1 一 3 _ 4 — 2 である。 この変形例 では点火順序が一つおきの二つの気筒、 例えば 1 番気筒 # 1 と 4 番 気筒 # 4 とが共通の第 1 の排気マニホル ド 18 a に連結されており、 点火順序が一つおきの残りの 2番気筒 # 2 と 3番気筒 # 3 とが共通 の第 2 の排気マニホル ド 18 bに連結されている。 各排気マニホル ド 18 a , 18bには夫々三元触媒又は酸化触媒を内蔵した触媒コ ンバ一 夕 29 a に接続され、 各触媒コ ンバータ 29 a の出口は排気管 18 cを介 して触媒コ ンバータ 29 bの入口に接続される。 触媒コ ンバータ 29 b 内には N0X 吸蔵還元型触媒 （以下、 N0X 吸収剤という） 60が配置さ れ、 排気管 18 cの集合部には空燃比センサ 61が配置される。
図 26に示されるようにこの変形例ではキヤニスタ 22の導管 27がス ロ ッ トル弁 17下流の吸気ダク 卜 14内に連結されており、 更にスロ ッ トル弁 17下流の吸気ダク ト 14内に発生する負圧がブレーキブースタ 70に導びかれる。
ブレーキブースタ 70はパワー ビス ト ン 71と、 ノ、。ヮ一 ビス ト ン 71の 両側に形成された第 1 室 72および第 2室 73と、 プラ ンジャ 74を備え た作動口 ッ ド 75と、 作動弁 76とを具備する。 パヮ一ビス ト ン 71には プッ シュ ロ ッ ド 77が固定され、 このプッ シュロ ッ ド 77によってブレ —キ油圧を発生するマスタ シ リ ンダ 78が駆動される。 また、 作動口 ッ ド 75はブレ一キペダル 79に連結される。 第 1 室 72は負圧導管 80を 介してスロ ッ トル弁 17下流の吸気ダク ト 14に連結され、 この負圧導 管 80内に第 1 室 72から吸気ダク ト 14に向けてのみ流通可能な逆止弁 81が配置される。 スロ ッ トル弁 17下流の吸気ダク 卜 14内に第 1 室 72 内の負圧より も大きな負圧が発生すると逆止弁 81が開弁するので第 1 室 72内の負圧は吸気ダク ト 14内に発生する最大負圧に維持される 図 26に示されるようにブレーキペダル 79が解放されていると きに は第 1 室 72と第 2室 73とは一対の連通路 82, 83を介して互いに連通 しており、 従って第 1 室 72と第 2室 73内には同一負圧が発生してい る。 次いでブレーキペダル 79が踏込まれると作動弁 76が作動ロ ッ ド 75と共に左方に移動する。 その結果連通路 82が作動弁 76により遮断 され、 プラ ンジャ 74が作動弁 76から離れるために第 2室 73は大気連 通路 84を介して大気に開放されるので第 2室 73内は大気圧となる。 従って第 1 室 72と第 2室 73間には圧力差が発生し、 この圧力差によ つてパワービス ト ン 71が左方に移動せしめられる。
一方、 ブレーキペダル 79が解放されるとプラ ンジャ 74によって大 気連通路 84が閉鎖され、 各連通路 82， 83が開放されるので第 1 室 72 内の負圧が各連通路 82, 83を介して第 2室 73内に導びかれる。 その 結果、 第 2室 73内の負圧が再び第 1 室 72内の負圧と同一になる。 な お、 図 26に示されるよう に第 1 室 72内には第 1 室 72内の絶対圧を検 出するための圧力センサ 85が配置されている。
図 26に示される変形例においても通常は図 12に示されるルーチン により トルク変動量が算出され、 図 13および図 14に示されるルーチ ンによりパ一ジ制御が行われ、 図 15に示されるルーチンにより噴射 制御が行われる。 ただし、 この変形例ではこれらの制御に加えて、 NOx 吸収剤 60からの NOx および SOx の放出制御およびブレーキブ一 スタ 70の第 1 室 72内の負圧制御が行われる。 そこでまず初めに N0X 吸収剤 60からの NO, 放出制御について説明する。
触媒コ ンバータ 29 b内に収容されている ΝΟχ 吸収剤 60は例えばァ ルミ ナを担体と し、 この担体上に例えばカ リ ウム Κ、 ナ ト リ ウムお 、 リ チウム LK セシウム Csのようなアルカ リ金属、 ノ 'リ ウム Ba、 力 ルシゥム Caのようなアルカ リ土類、 ラ ンタ ン La、 イ ツ ト リ ウム Yの ような希土類から選ばれた少く と も一つと、 白金 Ptのような貴金属 とが担持されている。 機関吸気通路、 燃焼室 5 および NOx 吸収剤 60 上流の排気通路内に供給された空気および燃料 （炭化水素） の比を ΝΟχ 吸収剤 60への流入排気ガスの空燃比と称するとこの NOx 吸収剤 60は流入排気ガスの空燃比がリ ーンのときには N0X を吸収し、 流入 排気ガスの空燃比が理論空燃比又はリ ッチになると吸収した N0X を 放出する N0X の吸放出作用を行う。 なお、 N0X 吸収剤 60上流の排気 通路内に燃料 （炭化水素） 或いは空気が供給されない場合には流入 排気ガスの空燃比は燃焼室 5 内における空燃比に一致し、 従ってこ の場合には N0X 吸収剤 60は燃焼室 5 内における空燃比がリ ーンのと きには N0X を吸収し、 燃焼室 5 内における空燃比が理論空燃比又は リ ッチになると吸収した NOx を放出するこ とになる。
この Nth 吸収剤 60を機関排気通路内に配置すれば N0X 吸収剤 60は 実際に NIL の吸放出作用を行うがこの吸放出作用の詳細なメ カニズ ムについては明らかでない部分もある。 しかしながらこの吸放出作 用は図 27Α， 27Βに示すようなメ 力二ズムで行われている ものと考 えられる。 次にこのメ 力ニズムについて担体上に白金 Ptおよびバリ ゥム Baを担持させた場合を例にとって説明するが他の貴金属、 アル カ リ金属、 アルカ リ土類、 希土類を用いても同様なメ カニズムとな Ό o
図 26に示される内燃機関では通常燃焼室 5 内における空燃比がリ ―ンの状態で燃焼が行われる。 このように空燃比がリ一ンの状態で 燃焼が行われている場合には排気ガス中の酸素濃度は高く、 このと きには図 27Aに示されるようにこれら酸素 02 が 0 2 ― 又は 02一の 形で白金 Ptの表面に付着する。 一方、 流入排気ガス中の NOは白金 Pt の表面上で 02 ― 又は 0 と反応し、 N02となる （ 2 N0+ O 2 → 2 N02 ) o 次いで生成された N02の一部は白金 Pt上で酸化されつつ吸収 剤内に吸収されて酸化バリ ゥム BaOと結合しながら図 27 Aに示され るよう に硝酸イオン N03— の形で吸収剤内に拡散する。 このよう に して N0X が ΝΟχ 吸収剤 60内に吸収される。 流入排気ガス中の酸素濃 度が高い限り白金 Ptの表面で N02が生成され、 吸収剤の ΝΟχ 吸収能 力が飽和しない限り Ν02が吸収剤内に吸収されて硝酸イオン Ν03 が生成される。
一方、 流入排気ガスの空燃比がリ ッチにされると流入排気ガス中 の酸素濃度が低下し、 その結果白金 Ptの表面での N02の生成量が低 下する。 N02の生成量が低下すると反応が逆方向（N03— →N02)に進 み、 斯く して吸収剤内の硝酸イオン N03— が N02の形で吸収剤から 放出される。 このと き N0X 吸収剤 60から放出された ΝΟχ は図 27Βに 示されるように流入排気ガス中に含まれる多量の未燃 Η COと反応 して還元せしめられる。 このように して白金 Ptの表面上に N02が存 在しな く なると吸収剤から次から次へと N02が放出される。 従って 流入排気ガスの空燃比がリ ッチにされると短時間のうちに ΝΟχ 吸収 剤 60から ΝΟχ が放出され、 しかもこの放出された ΝΟχ が還元される ために大気中に Ν0 χ が排出されるこ とはない。
なお、 この場合、 流入排気ガスの空燃比を理論空燃比にしても N0 x 吸収剤 60から NOx が放出される。 しかしながら流入排気ガスの空 燃比を理論空燃比にした場合には N0X 吸収剤 60から ΝΟχ が徐々 にし か放出されないために ΝΟχ 吸収剤 60に吸収されている全 ΝΟχ を放出 させるには若干長い時間を要する。
ところで、 ΝΟχ 吸収剤 60の ΝΟχ 吸収能力には限度があり、 Ν0Χ 吸 収剤 60の Ν0Χ 吸収能力が飽和する前に Ν0Χ 吸収剤 60から Ν0Χ を放出 させる必要がある。 そのためには ΝΟχ 吸収剤 60に吸収されている NO 量を推定する必要がある。 そこでこの変形例ではリ ーン空燃比の もとで燃焼が行われているときの単位時間当りの N0X 吸収量 NAを要 求負荷 Lおよび機関回転数 Nの関数と して図 28 Aに示すようなマツ プの形で予め求めておき、 理論空燃比又はリ ッチ空燃比のもとで燃 焼が行われているときの単位時間当りの N0X 放出量 NBを図 28Bに示 すように空燃比 A Z Fの関数と して予め求めておき、 これら単位時 間当りの ΝΟχ 吸収量 NAを積算し、 或いは単位時間当りの N0X 放出量 NBを減算するこ とによって N0X 吸収剤 60に吸収されている ΝΟχ 量∑ N0X を推定するよ うに している。 この変形例では Ν0Χ 吸収量 Σ Ν0Χ が予め定められた許容最大値 N max を越えたと きに Ν0Χ 吸収剤 60か ら ΝΟχ が放出せしめられる。
ところで排気ガス中には S0x が含まれており、 N0X 吸収剤 60には Ν0Χ ばかりでなく S0X も吸収される。 この N0X 吸収剤 60への S0X の 吸収メ カニズムは NO の吸収メ カニズムと同じであると考えられる 即ち、 ΝΟχ の吸収メ カニズムを説明したときと同様に担体上に白 金 Ptおよびバリ ウム Baを担持させた場合を例にとって説明すると、 前述したように流入排気ガスの空燃比がリ ーンのときには酸素◦ 2 が 02 ― 又は 02—の形で白金 Ptの表面に付着しており、 流入排気ガ ス中の S02は白金 Ptの表面で 02 ― 又は 02—と反応して S03となる 。 次いで生成された S03の一部は白金 Pt上で更に酸化されつつ吸収 剤内に吸収されて酸化バリ ウム BaOと結合しながら、 硫酸イオン S 04 2—の形で吸収剤内に拡散し、 安定した硫酸塩 BaS04を生成する。
しかしながらこの硫酸塩 BaS04は安定していて分解しづら く 、 流 入排気ガスの空燃比を単にリ ッチにしても硫酸塩 BaS04は分解され ずにそのまま残る。 従って N0X 吸収剤 60内には時間が経過するにつ れて硫酸塩 BaS04が増大するこ とになり、 斯く して時間が経過する につれて N0X 吸収剤 60が吸収しう る NOx 量が低下するこ とになる。 従って N0X 吸収剤 60に吸収された SOx 量が増大したときには N0X 吸 収剤 60から S0X を放出させる必要がある。
と ころで N0X 吸収剤 60の温度が高く なると、 例えば ΝΟχ 吸収剤 60 の温度が 600°C以上になると硫酸塩 BaS04が分解し、 このとき流入 排気ガスの空燃比をリ ッチにすると N0X 吸収剤 60から S0X が放出さ れる。 このと きの単位時間当りの SOx 放出量 SBは図 29 Aに示される よう に N0X 吸収剤 60の温度 TCが高く なるほど増大する。 そこでこの 変形例では S0X の吸収量∑ S0X が予め定められた許容最大値 S max を越えたときには N0X 吸収剤 60の温度を 600°C以上に上昇させると 共に流入排気ガスの空燃比を リ ッチに し、 それによつて ΝΟχ 吸収剤 60から S0X を放出させるようにしている。
一方、 前述したようにブレーキ力はブレーキブースタ 70の第 1 室 72内の圧力と第 2室 73内の圧力との圧力差によって、 即ち大気圧 PA と第 1 室 72内の絶対圧 PBとの圧力差 （PA— PB) によって増大せしめ られ、 従って十分なブレーキ力を確保するためにはこの圧力差 （PA 一 PB) を一定差圧 Δ Pmin 以上に維持しておく こ とが必要となる。 そこでこの変形例では圧力差 （PA— PB) が一定差圧厶 Pmin より も 小さ く なつたときにはスロ ッ トル弁 17の開度を小さ く してスロ ッ ト ル弁 17下流の吸気ダク ト 14内の負圧を大き く し、 それによつて圧力 差 （PA— PB) を大き く するように している。 なお、 実際にはスロ ッ トル弁 17の開度が小さ く されたときには空燃比が理論空燃比とされ 、 従ってスロ ッ トル弁 17の開度が小さ く されるのは空燃比がリ ーン となっているときである。
次に図 30を参照しつつ運転制御ルーチンについて説明する。
図 30を参照すると、 まず初めにステップ 700において空燃比がリ —ンであるか否かが判別される。 空燃比がリ ーンであるときにはス テツプ 701に進んで図 28Aに示すマップから算出された単位時間当 りの N0X 吸収量 NAが N0X 吸収量 Σ Ν0Χ に加算され、 次いでステップ 703に進む。 これに対して空燃比が理論空燃比又はリ ツチであると きにはステップ 702に進んで図 28 Βに示す関係から算出された単位 時間当りの ΝΟχ 放出量 ΝΒが Ν0Χ 量 ΣΝ0Χ から減算され、 次いでステ ップ 703に進む。 ステップ 703では Ν0Χ 量 ΣΝ0Χ が許容最大値 Nma X を越えたか否かが判別され、 Σ Ν0Χ ≤ Nmax のときにはステップ 705に進む。
燃料内には一定割合でィォゥ分が含まれており、 従って N0X 吸収 剤 60に吸収される S0X 量は噴射量 Qに比例する。 従ってステップ 7 05では噴射量 Qに定数 Kを乗算した積 K · Qが S0X 吸収量∑ S0X に 加算される。 次いでステップ 706では SOx 吸収量∑ S0X が許容最大 値 Smax を越えたか否かが判別される。 ∑S0X ≤ S max のときには ステップ 708に進む。
ステップ 708では空燃比がリ ーンであるか否かが判別される。 空 燃比がリ ーンであるときにはステップ 709に進んで大気圧センサ 33 (図 1 ) により検出された大気圧 PAと圧力センサ 85 (図 26) により 検出された第 1室 72内の絶対圧 PBとの圧力差 （PA— PB) が一定差圧 Δ Pmin より も小さいか否かが判別される。 ステップ 708において 空燃比がリ ーンでないと判別されたとき、 又はステップ 709におい て PA— PB≥ A Pmin であると判別されたときにはステップ 710に進 んでスロ ッ トル弁 17の開度が機関の運転状態に応じた開度とされ、 次いでステップ 711において EGR制御弁 20の開度が機関の運転状態 に応じた開度とされる。 このときには燃料べ一パ率が図 7 に示され る目標燃料べ一パ率 tEVRとされる。
一方、 ステップ 703において ΣΝ0Χ > Nmax になったと判別され たときにはステップ 704に進んで N0X 吸収剤 60からの ΝΟχ 放出処理 が行われる。 この ΝΟχ 放出処理が図 31に示されている。 一方、 ステ ップ 706において∑ SOX > S max になったと判別されたときにはス テツプ 707に進んで N0X 吸収剤 60からの S0X 放出処理が行われる。 この SOx 放出処理が図 32に示されている。 一方、 ステップ 709にお いて PA— PBく Δ P min になったと判別されたときにはステップ 712 に進んでブレーキブースタ 70の負圧回復処理が行われる。 この負圧 回復処理が図 33に示されている。
図 31、 図 32および図 33は夫々、 圧縮行程末期においてのみ燃料噴 射 Q 2が行われているときに NO 放出処理、 SOx 放出処理および負 圧回復処理が行われた場合を示している。 なお、 図 31、 図 32および 図 33において I は吸気行程初期と圧縮行程末期の二回に分けて燃料 噴射 Q l ， Q 2 が行われる二回噴射運転状態を示しており、 IIは吸 気行程初期においてのみ燃料噴射 Q 1 が行われかつ空燃比がリ ーン とされる リ ーン空燃比の均一混合気運転状態を示しており、 IHは 吸気行程初期においてのみ燃料噴射 Q 1 が行われかつ空燃比が理論 空燃比とされる理論空燃比の均一混合気運転状態を夫々示している o
まず初めに図 31を参照しつつ ΝΟχ 放出制御について説明する。 図 31に示されるよう に∑ N0X > Nmax になると運転状態が順次、 二回噴射運転状態 I 、 リ ーン空燃比の均一混合気運転状態 II、 理論 空燃比の均一混合気運転状態 I I Iへと切換えられ、 次いで順次リ ー ン空燃比の均一混合気運転状態 I I、 二回噴射運転状態 I 、 最初の燃 焼状態へと切換えられる。 二回の燃料噴射 Q 1， Q 2 による燃焼を 行うには圧縮行程末期の一回の燃料噴射 Q 2 による燃焼を行う場合 に比べて空燃比を小さ く しなければならず、 従って吸入空気量を減 少させる必要がある。 従って Ν Ο χ 放出制御が開始されるとスロ ッ ト ル弁 17の開度が減少せしめられる。 また、 このとき EGR率が目標 Ε GR率となるよう に EGR制御弁 20の開度も減少せしめられる。
同様に、 リーン空燃比の均一混合気による燃焼を行うには二回の 燃料噴射 Q 1， Q 2 による燃焼を行う場合に比べて空燃比を小さ く しなければならず、 従って二回噴射運転状態 I から リ ーン空燃比の 均一混合気運転状態 I Iに切換えられるとスロ ッ トル弁 17の開度が更 に減少せしめられる。 また、 理論空燃比の均一混合気による燃焼を 行うには リーン空燃比の均一混合気による燃焼を行う場合に比べて 空燃比を小さ く しなければならず、 従ってリ ーン空燃比の均一混合 気運転状態 Πから理論空燃比の均一混合気運転状態 I I Iに切換えら れるとスロ ッ トル弁 17の開度が更に減少せしめられる。
一方、 このよう にスロ ッ トル弁 17の開度が減少せしめられるとポ ンビング損失が増大するために機関の出力が低下する。 従ってこの ように機関の出力が低下するのを阻止するためにスロ ッ トル弁 17の 開度が減少するにつれて全噴射量 Qが徐々 に増大せしめられる。 一方、 全噴射量 Qが増大せしめられると点火栓 7 による良好な着 火を確保するために最終的な目標燃料べ一パ率 t EVも徐々 に増大せ しめられる。 即ち、 図 31に示されるよう に N0 X 放出処理が行われる ときには最終的な目標燃料べ一パ率 t EVは最初は徐々 に上昇せしめ られ、 次いで徐々 に下降せしめられる こ とになる。
ΝΟ χ 放出処理が開始されて運転状態が理論空燃比の均一混合気運 転状態 I IIになると噴射量 Qが一時的に増大せしめられ、 それによ つて空燃比 AZFが一時的にリ ッチにされる。 このとき ΝΟχ 吸収剤 60から Ν0Χ が放出される。 なお、 噴射量 Qが一時的に増大せしめら れたときに目標燃料べーパ率 tEVを一時的に増大させるこ ともでき る。 図 31に示されるように ΝΟχ 放出処理が開始されると Ν0Χ 吸収量 ∑ Ν0Χ は零とされる。
なお、 二回噴射 Q l ， Q 2 が行われているときに∑ Ν0Χ > Nmax となったときには運転状態がリ ーン空燃比の均一混合気運転状態 II に切換えられ、 リ ーン空燃比の均一混合気が燃焼せしめられている ときに Σ Ν0Χ > Nma となったときには運転状態が理論空燃比の均 一混合気運転状態 ΙΠに切換えられる。
次に図 32を参照しつつ S0X 放出制御について説明する。
図 32に示されるように∑ SOX > S max になるとこの場合も運転状 態が順次、 二回噴射運転状態 I 、 リ ーン空燃比の均一混合気運転状 態 II、 理論空燃比の均一混合気運転状態 IIIへと切換えられる。 こ のとき N0X 放出処理の場合と同様にスロ ッ トル弁 17の開度が徐々 に 減少せしめられ、 EGR制御弁 20の開度も徐々 に減少せしめられ、 全 噴射量 Qが徐々 に増大せしめられ、 目標燃料べーパ率 tEVが徐々 に 増大せしめられる。
次いで点火順序が一つおきの二つの気筒、 例えば 1 番気筒 # 1 お よび 4番気筒 # 4 の空燃比がリ ツチとなり、 点火順序が一つおきの 残りの 2番気筒 # 2 および 3番気筒 # 3 の空燃比がリ ーンとなり、 N0X 吸収剤 60に流入する排気ガスの平均空燃比がリ ツチになるよう に 1 番気筒 # 1 および 4番気筒 # 4 への噴射量 Q # 1 ， Q # 4 (図 32において実線で示されている） が増量せしめられ、 2番気筒 # 2 および 3番気筒 # 3への噴射量 Q # 2， Q # 3 (図 32において破線 で示される） が減量せしめられる。 即ち、 具体的に云う とまず初めに ΝΟχ 吸収剤 60に流入する排気ガ スの空燃比を目標とする リ ツチ空燃比とするのに全噴射量 Qが算出 される。 次いでこの噴射量 Qに応じた目標燃料べ一パ率 tEVが算出 され、 この目標燃料べ一パ率 tEVに基づいて次式から全噴射量の平 均値 Q m が算出される。
Q m = Q · ( 1 — tEV)
次いで 1 番気筒 # 1 と 4番気筒 # 4 の噴射量 Q # l ， Q # 4 およ び 2 番気筒 # 2 と 3番気筒 # 3 の噴射量 Q # 2 ， Q # 3 が次式に基 づいて算出される。
Q # l 二 Q # 4 = FAF - ( Q m + a )
Q # 2 = Q # 3 = FAF - ( Q m - a )
こ こで FAFは空燃比センサ 61 (図 26) の出力信号により制御され るフ ィ ー ドバッ ク補正係数を示しており、 αは予め定められた設定 値を示している。
即ち、 空燃比センサ 61の出力信号に基づき ΝΟχ 吸収剤 60に流入す る排気ガスの空燃比が目標リ ツチ空燃比より も大きいと判断された ときにはフ ィ 一 ドバッ ク補正係数 FAFが増大せしめられ、 Ν0Χ 吸収 剤 60に流入する排気ガスの空燃比が目標リ ツチ空燃比より も小さい と判断されたときにはフ ィ ー ドバッ ク補正係数 FAFが減少せしめら れ、 それによつて Ν0Χ 吸収剤 60に流入する排気ガスの空燃比が目標 リ ッチ空燃比に制御される。 このとき 1 番気筒 # 1 と 4番気筒 # 4 における空燃比はリ ッチとなり、 2番気筒 # 2 および 3番気筒 # 3 における空燃比はリ ーンとなる。
このように 1 番気筒 # 1 および 4 番気筒 # 4 における空燃比がリ ツチとされ、 2番気筒 # 2 および 3番気筒 # 3 における空燃比がリ —ンとされると第 1 排気マ二ホル ド 18 a内には多量の未燃 HC， COを 含んだ排気ガスが排出され、 第 2排気マニホル ド 18b内には多量の 酸素を含んだ排気ガスが排出される。 次いでこれらの多量の未燃 HC , COを含んだ排気ガスおよび多量の酸素を含んだ排気ガスは NOx 吸 収剤 60内に流入し、 NOx 吸収剤 60内において多量の未燃 HC， COが多 量の酸素により酸化せしめられる。 その結果、 酸化反応熱によって NOx 吸収剤 60の温度は急速に上昇せしめられる。
一方、 ΝΟχ 吸収剤 60に流入する排気ガスの空燃比は目標リ ッチ空 燃比に維持されており、 従って NOx 吸収剤 60の温度が例えば 600°C を越えると NOx 吸収剤 60からの S0X の放出作用が開始される。 S0x の放出作用が開始されると S0x 吸収量∑ S0X から図 29Aに示す単位 時間の S0X 放出量 SBが順次減算され、 斯く して S0X 吸収量∑ S0X は 次第に減少する。 なお、 図 29Aに示すように単位時間当りの S0x 放 出量 SBは N0X 吸収剤 60の温度 TCの関数であり、 この温度 TCは図 29B に示されるよう にァクセルペダル 34の踏込み量 Lおよび機関回転数 Nの関数と してマップの形で予め R0M42内に記憶されている。 一方 、 図 32に示されるよう に N0X 吸収量 ΣΝ0Χ は S0X 放出処理が開始さ れると零とされる。
図 32に示されるように S0x 吸収量∑ S0X が零になると理論空燃比 の均一混合気運転状態 ΙΠへ切換えられ、 次いで順次リ ーン空燃比 の均一混合気運転状態 II、 二回噴射運転状態 I 、 最初の燃焼状態へ と切換えられる。 このとき NOx 放出処理の場合と同様にスロ ッ トル 弁 17の開度が徐々 に増大せしめられ、 EGR制御弁 20の開度も徐々に 増大せしめられ、 全噴射量 Qが徐々 に減少せしめられ、 目標燃料べ —パ率 tEVが徐々 に減少せしめられる。
なお、 二回噴射 Q 1 ， Q 2が行われているときに∑ SOX > S max となったときには運転状態がリ一ン空燃比の均一混合気運転状態 II に切換えられ、 リ ーン空燃比の均一混合気が燃焼せしめられている ときに∑ S0X > S max となったときには運転状態が理論空燃比の均 一混合気運転状態 IIIに切換えられ、 理論空燃比又はリ ッチ空燃比 の均一混合気が燃焼せしめられているときに∑ SOX > S max となつ たときには図 32に示されるように 1 番気筒 # 1 および 4番気筒 # 4 の噴射量 Q # l ， Q # 4が増大せしめられ、 2番気筒 # 2 および 3 番気筒 # 3 の噴射量 Q # 2， Q # 3が減少せしめられる。
次に図 33を参照しつつブレーキブースタ 70の負圧回復処理につい て説明する。
図 33に示されるように PA— PBく Δ Pmin になると運転状態が順次 、 二回噴射運転状態 I 、 リーン空燃比の均一混合気運転状態 Π、 理 論空燃比の均一混合気運転状態 IIIへと切換えられる。 このとき NO x 放出処理の場合と同様にスロ ッ トル弁 17の開度が徐々 に減少せし められ、 EGR制御弁 20の開度も徐々 に減少せしめられ、 全噴射量 Q が徐々 に増大せしめられ、 目標燃料べーパ率 tEVが徐々に増大せし められる。
このよ うにスロ ッ トル弁 17の開度および EGR制御弁 20の開度が減 少せしめられる とスロ ッ トル弁 17下流の吸気ダク ト 14内の絶対圧が 小さ く なり、 斯く して図 33に示されるように圧力差 PA— PBが急速に 増大する。 即ち、 ブレーキブースタ 70内の絶対圧が急速に低下せし められる。
図 33に示されるように運転状態が理論空燃比の均一混合気運転状 態 1Πになるとただちに運転状態がリ一ン空燃比の均一混合気運転 状態 IIへ切換えられ、 次いで順次二回噴射運転状態 I 、 最初の燃焼 状態へと切換えられる。 このとき も N0X 放出処理の場合と同様にス ロ ッ トル弁 17の開度が徐々 に增大せしめられ、 EGR制御弁 20の開度 も徐々 に増大せしめられ、 全噴射量 Qが徐々 に減少せしめられ、 目 標燃料べ一パ率 tEVが徐々に減少せしめられる。
次に、 単位時間当りの基本噴射量 （ g Zsec)に対するパージガス 流量 PG ( 1 Zsec)の割合を示すパージガス率 PGR( 1 / g ) が目標パ —ジガス率となるようにパージガス流量 PGを制御するようにした第 5実施例について説明する。 この実施例では内燃機関と して図 22に 示される内燃機関が使用され、 更にパージガス流量 PGを制御する際 には図 23 Aおよび図 23 Bに示す関係が使用される。
このよ うにパージガス率 PGRが目標パージガス率となるようにパ ージガス流量を制御するように した場合においてもパージガス量を 噴射量に比例して増大させるこ とができる。 即ち、 パ一ジガス率 P GRを常に一定に維持するこ と もできる。 しかしながら特に燃焼室 5 内の限定された領域内に混合気を形成するようにした場合には図 6
A , 6 Bを参照しつつ前に説明 した理由と同様な理由により、 基本 噴射量 Qが多く なるにつれてパージガス率 PGRを高く することが好 ま しい。
そこで第 5実施例では基本噴射量 Qが多く なるにつれて単位時間 当りの基本噴射量 （ g Zsec)に対するパージガス流量 PG ( 1 /sec) の割合を示す目標パ一ジガス率 tPGR ( 1 / g ) を高く するようにし ている。 即ち、 図 34において a， b， c は a く b < cの関係があり 、 従って図 34からわかるよう に基本噴射量 Qが多く なるにつれて目 標パージ率 tPGRが高く される。
より詳細に言う と図 34において横軸 Nは機関回転数、 鎖線 Xは平 均空燃比 AZ Fがリ ーンの領域と平均空燃比 AZ Fが理論空燃比の 領域との境界を夫々示しており、 平均空燃比 AZ Fがリ 一ンの領域 、 即ち境界 Xより も噴射量 Qの少ない領域では噴射量 Qが増大する につれて目標パージガス率 tPGRが c まで徐々 に増大せしめられて、 境界 Xより も噴射量 Qの多い領域では目標パージガス率 tPGRが一定 値 c とされる。 図 34に示される目標パージガス率 tPGRは基本噴射量 Qおよび機関回転数 Nの関数と してマップの形で予め R0M42内に記 憶されている。
なお、 図 34に示される目標パ一ジガス率 tPGRはパ一ジ作用が開始 されてから暫ら く した後の目標パージガス率を示しており、 パージ 作用を開始した直後の目標パージガス率 rPGRは図 35に示されるよう に徐々 に増大せしめられる。 なお、 図 35において横軸∑ PG ( 1 ) は パージ作用が開始された後サージタ ンク 13にパージされたパージガ ス流量の積算値を示している。 この第 5実施例においても図 35に示 す rPGRと tPGRの小さいほうが目標パージガス率 PGRとされる。 従つ てパージ作用が開始されると目標パ一ジガス率 PGRが tPGRとなるま で rPGRに沿って徐々 に増大せしめられることがわかる。
次にパージガス率を目標パージガス率 PGRとするのに必要なパ一 ジ制御弁 28のデュ一ティ比 DUTYを求める方法について説明する。 前述したように単位時間当りの全開パージガス流量 PG100( 1 Zse c)にパージ制御弁 28の開弁割合、 即ち DUTYZ100 を乗算するとその 乗算結果 PG100 · DUTY/100 は次式に示されるようにパージ制御弁 28のデューティ比が DUTYのときの単位時間当りのパージガス流量 PG ( 1 Zsec)を表わしている。
PG ( 1 /sec) = PG100C 1 /sec) · DUTY/100
従ってパ一ジガス量が PG ( 1 Zsec)であるときのデューティ比 DU TYは次のように表される。
DUTY= 100 · PG/PG100
一方、 機関回転数を Nとする単位時間当りの基本噴射量は Q · N Z60 ( g Zsec)と表されるのでパージガス率は次式で表される。 パージガス率 =PG (〗 Zsec)Z ( Q · N/60 ( g /sec)) 従ってデューティ比 DUTYをパージガス率で表すと次のようになる o
DUTY= 100 · パージガス率 · Q · (N/60) /PG100 従ってパージガス率を目標パ一ジガス率 PGRとするのに必要なデ ユ ーティ比 DUTYは次式で表されるこ とになる。
DUTY= 100 - PGR · Q · (N/60) /PG100
パ一ジ制御弁 28のデュ一ティ比 DUTYを上式から算出されたデュー ティ比 DUTYとすればパ一ジガス率が目標パ一ジガス率 PGRとなる。 一方、 パージガス中の燃料べーパ濃度を PV ( gZ 1 ) とするとパ -ジガス中の燃料べーパ量 （ gZsec)は次式で表される。
燃料べ—パ量 （ g/sec) = PG ( 1 ノ sec) · PV ( g / 1 )
こ こで目標パージガス率 PGRが定まるとパ一ジガス流量 PGは定ま るのでパージガス中の燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) が求まれば燃料 ベ一パ量 （ gZsec)が求まることになる。
第 5実施例ではパ一ジガス中の燃料べ一パ濃度 PV ( g / 1 ) を大 気温に基づいて推定するようにしている。 即ち、 パージ作用が開始 されると活性炭 21に吸着されている燃料べ一パ量は次第に低下し、 従って図 23Aに示されるようにパージガス中の燃料べ一パ濃度 PVは パ一ジガス流量の積算値∑ PGが増大するほど減少する。 そこでこの 第 5実施例においても図 23Aに示す関係を予め実験により求めてお き、 図 23 Aに示す関係に基づいて燃料べ一パ濃度 PVを推定するよう にしている。
また、 大気温が高く なると燃料タ ンク 26内における燃料の蒸発作 用が活発となり、 その結果図 23Bに示されるよう に単位時間当りの 燃料べ一パ濃度の増大量 APV ( g/ 1 ) は大気温 Taが高く なると大 き く なる。 そこでこの第 5実施例でも図 23Bに示す関係を予め実験 により求めておき、 図 23 Bに示す関係に基づいて単位時間当りの燃 料べーパ濃度の増大量 APVを推定し、 この増大量 ΔΡνも考慮して燃 料べ一パ濃度 PVを推定するようにしている。
一方、 燃料べーパ量 （ gZsec)が求まると基本噴射量に対する燃 料べ一パ量の割合を示す燃料べーパ率 EVRが次式から求められる。 EVR =燃料べーパ量 （ g Z sec) Z単位時間当りの噴射量 Q - N / 60 ( g Z sec) 二 PG · PV/ ( Q · N / 60)
前述したよう に噴射すべき燃料量 t Qは基本噴射量 Qから燃料べ一 パ量を減量した値とされる。 この場合、 減量すべき噴射量は Q ' EV R となる。 従って噴射すべき燃料量 t Qは次式で表される。
t Q = Q - ( 1 一 EVR)
さて、 前述したように目標パージガス率 PGRは図 35に示す rPGRと tPGRの小さい方の値とされる。 この場合、 目標パージガス率 PGRと して図 35に示す rPGRと t PGRの小さい方の値をそのまま用いるこ と も できる。 しかしながら特に燃焼室 5 内の限定された領域内に混合気 を形成するようにした場合にはパージガスをパージすると燃焼が不 安定となり、 機関の出力 トルクが変動しやすく なる。 従って機関の 出力 トルク変動が大き く ならないように目標パージガス率 PGRを定 めるこ とが好ま しいと言える。
そこでこの第 5実施例においても機関の出力 トルク変動が予め定 められた変動量を越えない限り rPGR又は t PGRに向けて目標パ一ジガ ス率 PGRを徐々 に増大させ、 次いで機関の出力 トルク変動が予め定 められた変動量を越えない限り 目標パージガス率 PGRを rPGR又は t P GRに維持するようにしている。 この場合、 も し機関の出力 トルク変 動が予め定められた変動量より も大き く なると目標パージガス率 P GRが低下せしめられる。
次に図 36および図 37を参照しつつパージ制御ルーチンについて説 明する。
図 36および図 37を参照するとまず初めにステップ 800においてパ 一ジ条件が成立したか否かが判別される。 例えば機関冷却水温が 80 °C以上であり、 かつ機関始動後 30秒経過したときにはパ一ジ条件が 成立したと判断される。 パージ条件が成立しているときにはステツ プ 801に進んで燃料の供給が停止されているか否かが判別される。 燃料の供給が停止されていないときにはステップ 802に進む。
ステ ップ 802では大気圧センサ 33により検出された大気圧 PAおよ び圧力センサ 30により検出された絶対圧 PMに基づいて図 9 に示す関 係から全開パージガス流量 PG 100が算出される。 次いでステップ 8 03では現在のデュ一ティ比 DUTYを用いて次式から単位時間当りのパ —ジガス流量 PGが算出される。
PG = PG 100 · DUTY/ 100
次いでステップ 804ではパージガス流量 PGがパ一ジガス流量の積 算値∑ PGに加算される。 次いでステップ 805ではパージガス流量の 積算値∑ PGに基づいて図 35に示す関係から目標パージガス率 rPGRが 算出される。 次いでステップ 806では図 34に示す関係から目標パ一 ジガス率 t PGRが算出される。 次いでステップ 807では rPGRと t PGRの 小さい方が目標パージガス率の許容最大値 MAXとされる。
次いでステップ 808では トルク変動量 SMが予め定められた変動量 SM o より も大きいか否かが判別される。 SM≤SM。 のときにはステツ プ 809に進んで目標パージガス率 PGRに一定値 Δ Ε 1が加算される。 これに対して SM〉SM。 のときにはステップ 810に進んで目標パージ ガス率 PGRから一定値 Δ Ε2が減算される。 次いでステップ 81 1では 目標パージガス率 PGRが許容最大値 MAXより も大きいか否かが判別 される。 PGR≥MAX のときにはステップ 812に進んで許容最大値 M AXが目標パージガス率 PGRとされる。
即ち SM〉 SM。 になると PGRは小さ く される。 これに対して SM SM 。 であれば PGRは増大せしめられ、 SM SM。 である限り PGRは MAX とされる。
次いでステップ 813では図 3 A， 3 Bに示すマップから基本噴射 量 Qが算出される。 この基本噴射量 Qは前述したよう に図 2 におい て Lく L , の領域では Q 2 に等し く 、 L , ≤ L < L の領域では Q 1 と Q 2 の和であり、 L L 2 の領域では Q 1 に等しい。 次いでス テツプ 814では図 23Aに示す関係から燃料べ一パ濃度 PVが算出され る。 次いでステップ 815では図 23Bに示す関係から燃料べ一パ濃度 の増大量 A PVが算出される。 次いでステップ 816では燃料べ一パ濃 度の増大量の積算値∑ Δ Ρνに増大量 ΔΡνが加算される。 次いでステ ップ 817では燃料べーパ濃度 PVに積算値∑ A PVが加算され、 その加 算結果が最終的な燃料べ一パ濃度 PVとされる。
次いでステップ 818ではパージガス率を目標パージガス率 PGRと するのに必要なデュ一ティ比 DUTYが次式に基づいて算出される。
DUTY二 100 - (PGR - Q · N/60) /PG100
次いでステップ 819では燃料べ一パ濃度 PVを用いて次式から燃料 ベ一パ率 EVRが算出される。
EVR= PG · PV/ ( Q · N/60)
次いでステップ 820ではデューティ比 DUTYが 100%以上か否かが 判別される。 DUTYく 100 %のときにはステップ 823に進んで EVRが 燃料べーパ率 tEVとされる。 これに対し DUTY^ 100 %のときにはス テツプ 821に進んでデューティ比 DUTYが 100%とされ、 次いでステ ップ 822に進んで次式に基づき燃料べーパ率 tEVが算出される。
tBV= PG100 · PV/ ( Q · N/60)
即ち PG100 · PVは DUTY= 100 %のときにパ一ジされる燃料べーパ 量を表わしているので燃料べ一パ率 tEVは上式の如く 表される。 一方、 ステップ 800においてパージ条件が成立していないと判断 されたと き、 又はステ ップ 801において燃料の供給が停止されてい ると判断されたときにはステップ 824に進んでデューティ比 DUTYが 零とされ、 次いでステップ 825において燃料べ一パ率 tEVが零とさ れる。 このときにはパージ作用が停止される。
次に図 38から図 42を参照しつつ第 5実施例の変形例について説明 する。 図 38に示される内燃機関と図 26に示される内燃機関の異なる ところは、 図 38に示す内燃機関では吸気ダク 卜 14内に温度センサ 32 が配置されると共に導管 27内に空燃比センサ 32が設けられていない こ とだけであり、 その他については同じである。 従って図 38の内燃 機関の構造に関する説明は省略する。
次に図 39を参照しつつ運転制御ルーチンについて説明する。
図 39を参照すると、 まず初めにステップ 900において空燃比がリ —ンであるか否かが判別される。 空燃比がリ ーンであるときにはス テツプ 901に進んで図 28 Aに示すマップから算出された単位時間当 りの N0 X 吸収量 NAが N0 X 吸収量 Σ Ν0Χ に加算され、 次いでステップ
903に進む。 これに対して空燃比が理論空燃比又は リ ツチであると きにはステップ 902に進んで図 28 Βに示す関係から算出された単位 時間当りの Ν0 Χ 放出量 ΝΒが Nt 量 Σ Ν0Χ から減算され、 次いでステ ップ 903に進む。 ステップ 903では ΝΟ χ 量 Σ Ν0Χ が許容最大値 N ma X を越えたか否かが判別され、 Σ Ν0Χ ≤ N max のと きにはステップ
905に進む。
前述したように燃料内には一定割合でィォゥ分が含まれており、 従って N0 X 吸収剤 60に吸収される S0 X 量は噴射量 Qに比例する。 従 つてステップ 905では噴射量 Qに定数 Kを乗算した積 K · Qが S0 X 吸収量∑ S0X に加算される。 次いでステップ 906では S0 X 吸収量∑ S0X が許容最大値 S ma x を越えたか否かが判別される。 ∑ SOX ≤ S max のときにはステップ 908に進む。
ステップ 908では空燃比がリ ーンであるか否かが判別される。 空 燃比がリ ーンである ときにはステップ 909に進んで大気圧センサ 33 により検出された大気圧 PAと圧力センサ 85により検出された第 1 室 72内の絶対圧 PBとの圧力差 （PA— PB) が一定差圧 Δ Ριηίη より も小 さいか否かが判別される。 ステップ 908において空燃比がリ ーンで ないと判別されたとき、 又はステップ 909において ΡΑ—ΡΒ≥ Δ Pmi n である と判別されたときにはステップ 910に進んでスロ ッ トル弁 17の開度が機関の運転状態に応じた開度とされ、 次いでステップ 9 11において EGR制御弁 20の開度が機関の運転状態に応じた開度とさ れる。 このと きにはパ一ジガス率が図 34に示される目標パージガス 率 tPGRとされる。
一方、 ステップ 903において Σ Ν0Χ > Nmax になったと判別され たときにはステップ 904に進んで ΝΟχ 吸収剤 60からの ΝΟχ 放出処理 が行われる。 この Ν0Χ 放出処理が図 40に示されている。 一方、 ステ ップ 906において∑ S0X > S max になったと判別されたときにはス テツプ 907に進んで N0X 吸収剤 60からの S0X 放出処理が行われる。 この S0X 放出処理が図 41に示されている。 一方、 ステップ 909にお いて PA— PBく Δ P mi n になったと判別されたときにはステップ 912 に進んでブレーキブースタ 70の負圧回復処理が行われる。 この負圧 回復処理が図 42に示されている。
図 40、 図 41および図 42は夫々、 圧縮行程末期においてのみ燃料噴 射 Q 2が行われているときに N0X 放出処理、 SOx 放出処理および負 圧回復処理が行われた場合を示している。 なお、 図 40、 図 41および 図 42において I は吸気行程初期と圧縮行程末期の二回に分けて燃料 噴射 Q l , Q 2が行われる二回噴射運転状態を示しており、 Πは吸 気行程初期においてのみ燃料噴射 Q 1 が行われかつ空燃比がリ ーン とされる リ ーン空燃比の均一混合気運転状態を示しており、 IIIは 吸気行程初期においてのみ燃料噴射 Q 1 が行われかつ空燃比が理論 空燃比とされる理論空燃比の均一混合気運転状態を夫々示している まず初めに図 40を参照しつつ ΝΟ χ 放出制御について説明する。 図 40に示されるように∑ N0X > N max になると運転状態が順次、 二回噴射運転状態 I 、 リ ーン空燃比の均一混合気運転状態 Π、 理論 空燃比の均一混合気運転状態 1 1 1へと切換えられ、 次いで順次リ 一 ン空燃比の均一混合気運転状態 Π、 二回噴射運転状態 I 、 最初の燃 焼状態へと切換えられる。 二回の燃料噴射 Q 1 , Q 2 による燃焼を 行うには圧縮行程末期の一回の燃料噴射 Q 2 による燃焼を行う場合 に比べて空燃比を小さ く しなければならず、 従って吸入空気量を減 少させる必要がある。 従って ΝΟ χ 放出制御が開始されるとスロ ッ ト ル弁 1 7の開度が減少せしめられる。 また、 このとき EGR率が目標 Ε GR率となるように EGR制御弁 20の開度も減少せしめられる。
同様に、 リ ーン空燃比の均一混合気による燃焼を行うには二回の 燃料噴射 Q 1 ， Q 2 による燃焼を行う場合に比べて空燃比を小さ く しなければならず、 従って二回噴射運転状態 I から リ ーン空燃比の 均一混合気運転状態 1 1に切換えられるとスロ ッ トル弁 17の開度が更 に減少せしめられる。 また、 理論空燃比の均一混合気による燃焼を 行う にはリ ーン空燃比の均一混合気による燃焼を行う場合に比べて 空燃比を小さ く しなければならず、 従ってリ 一ン空燃比の均一混合 気運転状態 I Iから理論空燃比の均一混合気運転状態 I I Iに切換えら れるとスロ ッ トル弁 Πの開度が更に減少せしめられる。
一方、 このようにスロ ッ トル弁 1 7の開度が減少せしめられる とポ ンビング損失が増大するために機関の出力が低下する。 従ってこの ように機関の出力が低下するのを阻止するためにスロ ッ トル弁 1 7の 開度が減少するにつれて全噴射量 Qが徐々 に増大せしめられる。 一方、 全噴射量 Qが増大せしめられると点火栓 7 による良好な着 火を確保するために最終的な目標パージガス率 PGRも徐々 に増大せ しめられる。 即ち、 図 40に示されるよう に N0 X 放出処理が行われる ときには最終的な目標パ一ジガス率 PGRは最初は徐々 に上昇せしめ られ、 次いで徐々 に下降せしめられるこ とになる。
N0X 放出処理が開始されて運転状態が理論空燃比の均一混合気運 転状態 IIIになると噴射量 Qが一時的に増大せしめられ、 それによ つて空燃比 A / Fが一時的に リ ッチにされる。 このとき ΝΟχ 吸収剤 60から ΝΟχ が放出される。 なお、 噴射量 Qが一時的に増大せしめら れたときに目標パージガス率 PGRを一時的に増大させるこ と もでき る。 図 40に示されるよう に N0X 放出処理が開始されると N0X 吸収量 ∑ N0X は零とされる。
なお、 二回噴射 Q l ， Q 2が行われているときに∑ N0X > Nmax となったときには運転状態がリ一ン空燃比の均一混合気運転状態 II に切換えられ、 リ ーン空燃比の均一混合気が燃焼せしめられている ときに Σ Ν0Χ > max となったときには運転状態が理論空燃比の均 一混合気運転状態 IIIに切換えられる。
次に図 41を参照しつつ SOx 放出制御について説明する。
図 41に示されるよう に∑ SOX > S max になるとこの場合も運転状 態が順次、 二回噴射運転状態 I 、 リ ーン空燃比の均一混合気運転状 態 II、 理論空燃比の均一混合気運転状態 IIIへと切換えられる。 こ のとき N0X 放出処理の場合と同様にスロ ッ トル弁 17の開度が徐々 に 減少せしめられ、 EGR制御弁 20の開度も徐々 に減少せしめられ、 全 噴射量 Qが徐々 に増大せしめられ、 目標パージガス率 PGRが徐々に 増大せしめられる。
次いで点火順序が一つおきの二つの気筒、 例えば 1 番気筒 # 1 お よび 4番気筒 # 4の空燃比がリ ッチとなり、 点火順序が一つおきの 残りの 2番気筒 # 2および 3番気筒 # 3の空燃比がリ ーンとなり、 N0X 吸収剤 60に流入する排気ガスの平均空燃比がリ ッチになるよう に 1 番気筒 # 1 および 4 番気筒 # 4 への噴射量 Q # 1 ， Q # 4 (図 41において実線で示されている） が増量せしめられ、 2番気筒 # 2 および 3 番気筒 # 3 への噴射量 Q # 2 ， Q # 3 (図 41において破線 で示される） が減量せしめられる。
即ち、 具体的に云う とまず初めに N0X 吸収剤 60に流入する排気ガ スの空燃比を目標とする リ ツチ空燃比とするのに全噴射量 Qが算出 される。 次いでパージべ一パ濃度 PVに基づいて燃料べーパ率 tEVが 算出され、 この燃料べーパ率 tEVに基づいて次式から全噴射量の平 均値 Q m が算出される。
Q m = Q · ( 1 一 tEV)
次いで 1 番気筒 # 1 と 4 番気筒 # 4 の噴射量 Q # l , Q # 4 およ び 2番気筒 # 2 と 3番気筒 # 3 の噴射量 Q # 2 ， Q # 3が次式に基 づいて算出される。
Q # l 二 Q # 4 = FAF - ( Q m + a )
Q # 2 = Q # 3 = FAF - ( Q m - a )
ここで FAFは空燃比センサ 61の出力信号により制御されるフ ィ 一 ドバッ ク補正係数を示しており、 αは予め定められた設定値を示し ている。
即ち、 空燃比センサ 61の出力信号に基づき Ν0Χ 吸収剤 60に流入す る排気ガスの空燃比が目標リ ツチ空燃比より も大きいと判断された ときにはフ ィ ー ドバッ ク補正係数 FAFが増大せしめられ、 Ν0Χ 吸収 剤 60に流入する排気ガスの空燃比が目標リ ツチ空燃比より も小さい と判断されたときにはフィ ー ドバッ ク補正係数 FAFが減少せしめら れ、 それによつて Ν0Χ 吸収剤 60に流入する排気ガスの空燃比が目標 リ ツチ空燃比に制御される。 このとき 1 番気筒 # 1 と 4番気筒 # 4 における空燃比はリ ツチとなり、 2番気筒 # 2 および 3番気筒 # 3 における空燃比はリ ーンとなる。
このように 1 番気筒 # 1 および 4 番気筒 # 4 における空燃比がリ ツチとされ、 2番気筒 # 2 および 3番気筒 # 3 における空燃比がリ —ンとされると第 1 排気マニホル ド 18 a内には多量の未燃 HC， COを 含んだ排気ガスが排出され、 第 2排気マニホル ド 18b内には多量の 酸素を含んだ排気ガスが排出される。 次いでこれらの多量の未燃 HC ， COを含んだ排気ガスおよび多量の酸素を含んだ排気ガスは Nth 吸 収剤 60内に流入し、 NOx 吸収剤 60内において多量の未燃 HC， COが多 量の酸素により酸化せしめられる。 その結果、 酸化反応熱によって ΝΟχ 吸収剤 60の温度は急速に上昇せしめられる。
一方、 NOx 吸収剤 60に流入する排気ガスの空燃比は目標リ ッチ空 燃比に維持されており、 従って ΝΟχ 吸収剤 60の温度が例えば 600°C を越える と NOx 吸収剤 60からの S0X の放出作用が開始される。 S0X の放出作用が開始されると S0X 吸収量∑ S0X から図 29Aに示す単位 時間の S0X 放出量 SBが順次減算され、 斯く して SO 吸収量∑ S0X は 次第に減少する。 なお、 図 29Aに示すよう に単位時間当りの S0x 放 出量 SBは NOx 吸収剤 60の温度 TCの関数であり、 この温度 TCは図 29 B に示されるようにァクセルペダル 34の踏込み量 Lおよび機関回転数 Nの関数と してマップの形で予め R0M42内に記憶されている。 一方 、 図 41に示されるよう に N0X 吸収量 Σ Ν0Χ は S0X 放出処理が開始さ れると零とされる。
図 41に示されるよう に S0X 吸収量∑ S0X が零になると理論空燃比 の均一混合気運転状態 I Hへ切換えられ、 次いで順次リ ーン空燃比 の均一混合気運転状態 Iし 二回噴射運転状態 I 、 最初の燃焼状態へ と切換えられる。 このとき NOx 放出処理の場合と同様にスロ ッ トル 弁 17の開度が徐々 に増大せしめられ、 EGR制御弁 20の開度も徐々 に 増大せしめられ、 全噴射量 Qが徐々 に減少せしめられ、 目標パージ ガス率 PGRが徐々に減少せしめられる。
なお、 二回噴射 Q 1 ， Q 2が行われている ときに∑ SOX > S max となったときには運転状態がリ一ン空燃比の均一混合気運転状態 II に切換えられ、 リ ーン空燃比の均一混合気が燃焼せしめられている ときに∑ S0X > Smax となったときには運転状態が理論空燃比の均 一混合気運転状態 ΙΠに切換えられ、 理論空燃比又はリ ッチ空燃比 の均一混合気が燃焼せしめられているときに∑ SOX > S max となつ たときには図 41に示されるように 1 番気筒 # 1 および 4番気筒 # 4 の噴射量 Q # l， Q # 4が増大せしめられ、 2番気筒 # 2および 3 番気筒 # 3の噴射量 Q # 2 , Q # 3が減少せしめられる。
次に図 42を参照しつつブレーキブースタ 70の負圧回復処理につい て説明する。
図 42に示されるように PA— PBく Δ Pmin になると運転状態が順次 、 二回噴射運転状態 I 、 リ ーン空燃比の均一混合気運転状態 II、 理 論空燃比の均一混合気運転状態 IIIへと切換えられる。 このとき NO x 放出処理の場合と同様にスロ ッ トル弁 17の開度が徐々 に減少せし められ、 EGR制御弁 20の開度も徐々 に減少せしめられ、 全噴射量 Q が徐々に増大せしめられ、 目標パージガス率 PGRが徐々 に増大せし められる。
このよう にスロ ッ トル弁 17の開度および EGR制御弁 20の開度が減 少せしめられるとスロ ッ トル弁 17下流の吸気ダク 卜 14内の絶対圧が 小さ く なり、 斯く して図 42に示されるよう に圧力差 PA— PBが急速に 増大せしめられる。 即ち、 ブレーキブースタ 70内の絶対圧が急速に 低下せしめられる。
図 42に示されるよう に運転状態が理論空燃比の均一混合気運転状 態 IIIになるとただちに運転状態がリ ーン空燃比の均一混合気運転 状態 IIへ切換えられ、 次いで順次二回噴射運転状態 I 、 最初の燃焼 状態へと切換えられる。 このとき も N0X 放出処理の場合と同様にス ロ ッ トル弁 17の開度が徐々 に増大せしめられ、 EGR制御弁 20の開度 も徐々 に増大せしめられ、 全噴射量 Qが徐々 に減少せしめられ、 目 標パージガス率 PGRが徐々に減少せしめられる。
なお、 これまで本発明を成層燃焼式内燃機関に適用 した場合につ いて説明 してきたが、 成層燃焼を行わずにリ一ン空燃比の均一混合 気燃焼又は理論空燃比の均一混合気燃焼を行うようにした内燃機関 に本発明を適用 しう るこ とは云うまでもない。
以上述べたよう に本発明によればパージガスを供給しても良好な 機関の運転を確保することができる。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 燃料タ ンク内で発生した燃料べ一パを吸気通路内にパージす るためのパージ通路と、 パージ通路から吸気通路内にパージされる パ一ジガス量を制御するパ ージ制御弁と、 燃料噴射量を算出するた めの噴射量算出手段と、 燃料噴射量に対するパージガス中の燃料べ
—パ量の割合を示す燃料べ一パ率の目標値を設定する設定手段と、 燃料べ一パ率が目標値となるようにパ一ジガス量又は燃料噴射量の 少なく と も一方を制御する制御手段とを具備した内燃機関の蒸発燃 料処理装置。
2 . 燃焼室内の限定された領域内に混合気が形成され、 この混合 気が点火栓により着火せしめられる請求項 1 に記載の内燃機関の蒸 発燃料処理装置。
3 . 燃料べ一パ率の目標値が機関の運転状態に応じて変化せしめ られる請求項 1 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
4 . 燃料噴射量が増大するほど燃料べ一パ率の目標値が高く され る請求項 3 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
5 . 機関の運転状態が、 燃焼室内の限定された領域内に混合気が 形成される第 1 の運転状態と、 燃焼室内全体に混合気が形成される 第 2の運転状態からなり、 第 2 の運転状態のときには第 1 の運転状 態のときに比べて燃料べーパ率の目標値が高く される請求項 3 に記 載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
6 . 燃料べ一パ率の目標値が一定値とされる請求項 1 に記載の内 燃機関の蒸発燃料処理装置。
7 . 機関の出力変動を検出するための出力変動検出手段を具備し 、 上記制御手段は、 機関の出力変動が予め定められた変動量より も 小さいときには燃料べ一パ率を上記目標値に向けて徐々 に増大させ かつ機関の出力変動が予め定められた変動量より も大きいときには 燃料べーパ率を徐々に減少させる請求項 1 に記載の内燃機関の蒸発 燃料処理装置。
8 . パージガス中の燃料べ一パ量を算出するための燃料べーパ量 算出手段を具備した請求項 1 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置 o
9 . 該燃料べ一パ量算出手段により算出されたパージガス中の燃 料べーパ量から燃料べ一パ率を目標値とするのに必要なパージ制御 弁の目標開度が算出され、 該制御手段はパージ制御弁の開度を該目 標開度に制御する請求項 8 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
1 0. パージ通路内に燃料べ一パ濃度セ ンサを配置し、 該燃料べ一 パ濃度セ ンサの出力信号に基づいてパ一ジガス中の燃料べ一パ量を 算出するようにした請求項 9 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置 o
1 1. 機関吸気通路内に燃料べ一パ濃度セ ンサを配置し、 該燃料べ ーパ濃度セ ンサの出力信号に基づいてパージガス中の燃料べ—パ量 を算出するようにした請求項 9 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装 置 o
1 2. 機関排気通路内に燃料べーパ濃度セ ンサを配置し、 該燃料べ —パ濃度セ ンサの出力信号に基づいてパージガス中の燃料べ一パ量 を算出するよう にした請求項 9 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装 置 o
1 3. パージガス中の燃料べ一パ量を推定するための燃料べーパ量 推定手段を具備した請求項 1 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置
0
14. 該燃料べーパ量推定手段により推定されたパージガス中の燃 料べ一パ量から燃料べ一パ率を目標値とするのに必要なパー ジ制御 弁の目標開度が算出され、 該制御手段はパージ制御弁の開度を該目 標開度に制御する請求項 13に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
15. 要求負荷に応じた基本燃料噴射量を記憶している記憶手段を 具備し、 基本燃料噴射量からパージガス中の燃料べ一パ量を減算す ることによって噴射すべき燃料量が算出される請求項 1 に記載の内 燃機関の蒸発燃料処理装置。
16. 流入する排気ガスの空燃比がリ ー ンのと きには N0X を吸収し 流入する排気ガスの空燃比が理論空燃比又は リ ッチになると吸収し た N0X を放出する ΝΟχ 吸収剤を機関排気通路内に配置し、 ΝΟχ 吸収 剤から NOx を放出すべきときには NOx 吸収剤に流入する排気ガスの 空燃比が理論空燃比又はリ ッチとされる請求項 1 に記載の内燃機関 の蒸発燃料処理装置。
17. N0X 吸収剤からの N0X 放出処理時に燃料べ一パ率の目標値が 上昇せしめられる請求項 16に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
18. Ox 吸収剤から S0X を放出すべきときには 吸収剤に流入 する排気ガスの空燃比がリ ツチとされる請求項 16に記載の内燃機関 の蒸発燃料処理装置。
19. ΝΟχ 吸収剤からの SOx 放出処理時に燃料べ一パ率の目標値が 上昇せしめられる請求項 18に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
20. 機関吸気通路内にスロ ッ トル弁が配置され、 該スロ ッ トル弁 下流の吸気通路内に発生する負圧が導びかれかっこの負圧によって ブレーキ力が高められるブレーキブースタを具備し、 ブレーキブー スタ内に導びかれた負圧が小さ く なつたときにはスロ ッ トル弁の開 度が小さ く される請求項 1 に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
21. ブレーキブースタ内に導びかれた負圧が小さ く なったときに スロ ッ トル弁の開度が小さ く されるときには燃料べ一パ率の目標値 が上昇せしめられる請求項 20に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置 o
22. 燃料タ ンク内で発生した燃料べ一パを吸気通路内にパージす るためのパージ通路と、 パージ通路から吸気通路内にパージされる パージガス量を制御するパージ制御弁と、 燃料噴射量を算出するた めの噴射量算出手段と、 燃料噴射量に対するパージガス量の割合を 示すパ一ジガス率の目標値を設定する設定手段と、 パージガス率が 目標値となるようにパージガス量又は燃料噴射量の少なく と も一方 を制御する制御手段とを具備した内燃機関の蒸発燃料処理装置。
23. 燃焼室内の限定された領域内に混合気が形成され、 この混合 気が点火栓により着火せしめられる請求項 22に記載の内燃機関の蒸 発燃料処理装置。
24. パージガス率の目標値が機関の運転状態に応じて変化せしめ られる請求項 22に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
25. 燃料噴射量が増大するほどパージガス率の目標値が高く され る請求項 24に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
26. 機関の運転状態が、 燃焼室内の限定された領域内に混合気が 形成される第 1 の運転状態と、 燃焼室内全体に混合気が形成される 第 2 の運転状態からなり、 第 2 の運転状態のときには第 1 の運転状 態のときに比べてパージガス率の目標値が高く される請求項 24に記 載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
27. パージガス率の目標値が一定値とされる請求項 22に記載の内 燃機関の蒸発燃料処理装置。
28. 機関の出力変動を検出するための出力変動検出手段を具備し 、 上記制御手段は、 機関の出力変動が予め定められた変動量より も 小さいときにはパージガス率を上記目標値に向けて徐々 に増大させ かつ機関の出力変動が予め定められた変動量より も大きいときには パージガス率を徐々 に減少させる請求項 22に記載の内燃機関の蒸 燃料処理装置。
29. パージガス中の燃料べ一パ量を推定するための燃料べ一パ量 推定手段と、 要求負荷に応じた基本燃料噴射量を記憶している記憶 手段とを具備し、 基本燃料噴射量からパージガス中の燃料べ一パ量 を減算するこ とによつて噴射すべき燃料量が算出される請求項 22に 記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
30. 流入する排気ガスの空燃比がリ ーンのときには ΝΟ χ を吸収し 流入する排気ガスの空燃比が理論空燃比又はリ ツチになると吸収し た Ν0 Χ を放出する ΝΟ χ 吸収剤を機関排気通路内に配置し、 ΝΟ χ 吸収 剤から Ν0 Χ を放出すべきときには ΝΟ χ 吸収剤に流入する排気ガスの 空燃比が理論空燃比又はリ ッチとされる請求項 22に記載の内燃機関 の蒸発燃料処理装置。
31. ΝΟ χ 吸収剤からの ΝΟ χ 放出処理時にパージガス率の目標値が 上昇せしめられる請求項 30に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
32. Ο χ 吸収剤から S0 x を放出すべきときには N0 X 吸収剤に流入 する排気ガスの空燃比がリ ツチとされる請求項 30に記載の内燃機関 の蒸発燃料処理装置。
33. N0 X 吸収剤からの S0 X 放出処理時にパージガス率の目標値が 上昇せしめられる請求項 32に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
34. 機関吸気通路内にスロ ッ トル弁が配置され、 該スロ ッ トル弁 下流の吸気通路内に発生する負圧が導びかれかっこの負圧によって ブレーキ力が高められるブレーキブースタを具備し、 ブレーキブ一 スタ内に導びかれた負圧が小さ く なつたときにはスロ ッ トル弁の開 度が小さ く される請求項 22に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置。
35. ブレーキブースタ内に導びかれた負圧が小さ く なつたときに スロ ッ トル弁の開度が小さ く されるときにはパ一ジガス率の目標値 が上昇せしめられる請求項 34に記載の内燃機関の蒸発燃料処理装置 c
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